DE3703168C2

DE3703168C2 -

Info

Publication number: DE3703168C2
Application number: DE3703168A
Authority: DE
Inventors: Iwao Toukai Ibaraki Jp Takase; Masahisa Hitachi Ibaraki Jp Inagaki; Masayoshi Kitaibaraki Ibaraki Jp Kanno; Toshimi Mito Ibaraki Jp Yoshida; Jiro Kuniya; Isao Masaoka; Tetsuo Hitachi Ibaraki Jp Yasuda; Hajime Umehara; Hideo Katsuta Ibaraki Jp Maki
Original assignee: Hitachi Ltd
Current assignee: Hitachi Ltd
Priority date: 1986-02-03
Filing date: 1987-02-03
Publication date: 1992-07-23
Also published as: DE3703168A1; CA1272307A; US4842814A

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren nach dem Ober begriff des Patentanspruches.

Eine Zr-Nb-Legierung aus 0,5 bis 5 Gew.-% Nb und dem Rest Zr ist als Material für Bauteile von Druck- und Siedewasserreaktoren bekannt und in der JP OS 47-42 220 beschrieben. Dort ist weiterhin angegeben, daß die Schweißnähte der Zr-Nb-Legierung in auf hoher Temperatur befindlichem Wasser korrodieren, so daß dadurch ein Weißoxydfilm gebildet wird und sich ein beschleunigtes Korrosionsvermögen ergibt, und daß die Zr-Nb- Legierung einen Schwarzoxydfilm bildet, wenn sie auf eine Temperatur von 450 bis 650°C nach dem Schweißen erhitzt wird, so daß sie dadurch eine Korrosionsbeständigkeit bekommt.

Es wird andererseits berichtet, daß eine Zr-Nb-Legierung mit 2,5 Gew.-% Nb der Weißkorrosion in einer Umgebung von auf hoher Temperatur und hohem Druck stehendem Wasser unterliegt, selbst wenn sie nach dem Schweißen einer Wärmebehandlung unterworfen wird. Die Zugabe von Sn in einer Zr-3Nb-1Sn-Legierung scheint das Korrosionsproblem zu mildern. ("Proceedings of the International Symposium on Environmental Degradation of Materials in Nuclear Power Systems-Water Reactors", Myrtle Beach, South Carolina, 22-25. August 1983, Seiten 274-294.)

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zur Herstellung von Gehäusekästen, Hüllrohren für die Brenn stofftabletten und/oder Abstandshaltern für Kernreaktorbrenn elemente zu schalten, bei dem eine Weißkorrosion an einer Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone in einer Umgebung von auf hoher Temperatur und hohem Druck stehen dem Wasser unterdrückt wird.

Diese Aufgabe wird durch die Merkmale des kennzeichnenden Teils des Patentanspruches gelöst.

Erfindungsgemäß haben der geschweißte Teil und die hitzebeeinflußte Zone eine vollständige Gleichgewichtsphasenstruktur oder eine im wesentlichen vollständige Gleichgewichtsphasenstruktur, die eine Misch phasenstruktur mit mehr als 85% Gleichgewichtsphase und dem Rest in Form einer nadelförmigen Nichtgleichgewichts phase darstellt, während der nicht geschweißte Teil eine Gleichgewichtsphasenstruktur aufweist.

Die Gesamtmenge an Mo(Gew.-%) und Nb(Gew.-%) beträgt wenigstens 1,5 Gew.-%, wodurch der Gehäusekasten oder der Abstandshalter eine Zugfestigkeit von 700 N/mm² (70 kg/mm²) oder mehr hat und die Stärke des Gehäusekastens oder des Abstandshalters gering ausgebildet sein kann, um das Gewicht des Brennstoffelementes herabzusetzen.

Die erfindungsgemäße Ausbildung basiert auf dem Ergebnis von Untersuchungen, das darin besteht, daß der Grund für das Auftreten der Weißkorrosion an einer Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone von Teilen eines Atomkernreaktors, die aus einer binären Zr-Nb-Legierung bestehen, darin zu sehen ist, daß eine Nichtgleichgewichtsphase in der Kristallstruktur auftritt.

Eine Gleichgewichtsphase im Gleichgewichts- oder Zustandsdiagramm einer binären Zr-Nb-Legierung umfaßt eine hexagonale α Zr-Phase, in der etwa 1 Gew.-% Nb im Zustand einer festen Lösung enthalten ist, und eine β Nb-Phase, in der 15 Gew.-% Zr im Zustand der festen Lösung enthalten sind. Nach Maßgabe der Zunahme oder Abnahme der Menge an Nb ändert sich das Verhältnis von α Zr zu β Nb.

Wenn eine binäre Zr-Nb-Legierung mit einer derartigen Gleichgewichtsphasenstruktur geschweißt wird, tritt eine Nichtgleichgewichtsphase, die im Gleichgewichtsdiagramm nicht erscheint, während der Abkühlung nach dem Schweißen auf. Die Gleichgewichtsphase wächst nadelförmig auf, sie liegt wesentlich über 50% im Flächenverhältnis.

Es hat sich bestätigt, daß die Weißkorrosion in einer nadelförmigen Nichtgleichgewichtsphase unter einer Umgebung von auf hoher Temperatur und hohem Druck stehenden Wasser auftritt und sich davon weiterentwickelt.

Gemäß der Erfindung wird ein Auftreten der Weißkorrosion dadurch erschwert, daß eine Nichtgleichgewichtsphase, die an einer Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone auftritt, zum Verschwinden gebracht oder weitgehend verringert wird.

Die Schweißstelle und ihre hitzebeeinflußte Zone können hochkorrosionsfest dadurch gemacht werden, daß der Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone nur eine Gleichgewichtsphasenstruktur oder im wesentlichen insgesamt eine Gleichgewichtsphasenstruktur gegeben wird, die aus einem kleinen Teil einer Nichtgleichgewichtsphasenstruktur und dem größten Teil einer Gleichgewichtsphasenstruktur besteht, wodurch das Auftreten der Weißkorrosion verhindert oder merklich verringert werden kann.

Das Maß, in dem eine Nichtgleichgewichtsphase mit einer Gleichgewichtsphase in einer Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone koexistieren darf, sollte unter 15% des Flächenverhältnisses liegen, wobei es umso günstiger ist, je kleiner dieses Maß ist. Es hat sich bestätigt, daß bei einem Flächenverhältnis der Nichtgleichgewichtsphase von weniger als 15% keine Weißkorrosion auftritt oder selbst dann, wenn diese auftritt, in der Praxis keine Probleme entstehen.

Eine Nichtgleichgewichtsphase hat eine komplizierte Struktur, die eine Zr-Phase, die Nb im übersättigten Zustand als feste Lösung enthält, und eine Martensit-Phase umfaßt, die α′-Phase genannt wird und nadelförmig auftritt. Es hat sich bestätigt, daß in einer ternären Legierung, bei der Sn in einer binären Zr-Nb-Legierung in einem geeigneten Bereich enthalten ist, oder in einer quarternären Legierung, bei der Sn und Mo in der binären Zr-Nb-Legierung in einem geeigneten Bereich enthalten sind, eine Nichtgleichgewichtsphase zum Verschwinden gebracht werden kann oder auf ein sehr kleines Maß verringert werden kann, indem diese Legierung nach dem Schweißen einer Wärmebehandlung unterworfen wird, und dadurch die Nichtgleichgewichtsphase auf weniger als 15% des Flächenverhältnisses gesteuert werden kann.

Die erfindungsgemäßen Maßnahmen bewirken, daß eine Schweißstelle oder ein geschweißter Bereich und die zugehörige hitzebeeinflußte Zone nur aus einer Gleichgewichtsphasenstruktur gebildet sind, die aus mehr als 85% des Flächenverhältnisses an Gleichgewichtsphase und dem Rest von weniger als 15% an Nichtgleichgewichtsphase besteht. Eine Struktur, bei der mehr als 85% Gleichgewichtsphase und weniger als 15% Nichtgleichgewichtsphase gemischt vorhanden sind, wird im folgenden als eine im wesentlichen gesamte Gleichgewichtsphasenstruktur bezeichnet.

Ein nicht geschweißter Bereich, der durch das Schweißen nicht beeinflußt wurde, hat eine Gleichgewichtsphasenstruktur oder wandelt sich in eine rekristallisierte Struktur einer körnigen Gleichgewichtsphase durch die Alterungsbehandlung nach dem Schweißen um.

Im folgenden wird anhand der zugehörigen Zeichnungen die Erfindung näher beschrieben. Es zeigen

Fig. 1 eine Schnittansicht eines Brennstoffelementes eines Atomkernreaktors,

Fig. 2A eine Draufsicht auf einen Abstandshalter,

Fig. 2B eine Schnittansicht des Abstandshalters von Fig. 2a längs der Linie II-II,

Fig. 3 eine perspektivische Ansicht eines Gehäusekastens,

Fig. 4 eine Fotografie, die die metallurgische Struktur einer binären Zr-Nb-Legierung zeigt,

Fig. 5 in einer typischen Darstellung die Beziehung zwischen der Korrosionsbeständigkeit und der metallurgischen Struktur,

Fig. 6 in einer graphischen Darstellung die Beziehung zwischen der Gewichtszunahme und der Zugabemenge von Nb einer Zr-Nb-Legierung und einer Zr-Nb-1 Gew.-% Sn-0,5 Gew.-% Mo-Legierung, die einer Korrosionsprüfung in Hochtemperaturwasser mit einer Temperatur von 288°C und einem Druck von 85 bar (kg/cm²) 670 Stunden lang unterworfen wurden,

Fig. 7 das Zustandsdiagramm einer ternären Zr-Nb-Sn- Legierung,

Fig. 8 das Flußdiagramm des Herstellungsverfahrens eines Gehäusekastens bei einem Beispiel I,

Fig. 9 in einem Kennliniendiagramm die Beziehung zwischen der Zugfestigkeit und Nb + Mo bei einem Beispiel II,

Fig. 10 das Flußdiagramm des Herstellungsverfahrens eines Abstandshalters bei einem Beispiel IV,

Fig. 11a eine Draufsicht auf eine gestanzte Platte,

Fig. 11b eine Teildraufsicht auf ein Abstandshalterband in Fig. 11a,

Fig. 11c eine Teildraufsicht auf einen Abstandshaltersteg,

Fig. 11d eine Schnittansicht des Abstandshaltersteges längs der Linie XI-XI,

Fig. 12a eine Draufsicht auf einen Abstandshalter mit runden Zellen,

Fig. 12b eine perspektivische Ansicht der runden Zellen und

Fig. 13 in einem Diagramm die Oxydfilmstärke bei verschiedenen Legierungen.

Im folgenden wird anhand der zugehörigen Zeichnung ein Brennstoffelement für einen Atomkernreaktor im einzelnen beschrieben.

Wie es in Fig. 1 dargestellt ist, umfaßt ein Brennstoffelement für einen Siedewasserreaktor eine Vielzahl von Brennstoffstäben 1, von denen jeder ein Hüllrohr und darin enthaltene Brennstofftabletten aufweist, Abstandshalter 2, die jeweils in Längsrichtung mit einem derartigen Abstand angeordnet sind, daß sie die Brennstoffstäbe 1 im Abstand voneinander halten, einen quadratischen Gehäusekasten 3, in dem die Brennstoffstäbe 1 durch die Abstandshalter 2 gebündelt aufgenommen sind, eine obere und eine untere Ankerplatte 4, 5, die die Brennstoffstäbe 1 an ihren beiden Enden halten, und einen Handgriff zum Transportieren des Brennstoffelementes.

Das Brennstoffelement wird über verschiedene Herstellungsschritte hergestellt. Jeder Teil des Brennstoffelementes hat geschweißte Teile.

Die Abstandshalter 2 bestehen jeweils aus einem Gitter oder einem gitterartigen Rahmen, wie es in Fig. 2A und 2B dargestellt ist. Der Abstandshalter 2 umfaßt Abstandsstege 6, die in einem Gitter angeordnet sind, Abstandshalterblattfedern 7, die an den im Gitter angeordneten Abstandshalterstegen 6 angebracht sind, Abstandshalterteiler 9, die in den im Gitter angeordneten Abstandshalterstegen 6 ausgebildet sind, und ein Abstandshalterband 11, das die im Gitter angeordneten Abstandshalterstege 6 umgibt und daran befestigt ist. Das Abstandshalterband 11 umfaßt vier Segmente, von denen jedes Vertiefungen 10 aufweist, die durch Preßformen ausgebildet sind, wobei die Segmente durch Schweißen miteinander verbunden sind. Das Abstandshalterband 11 und die im Gitter angeordneten Abstandshalterstege 6 sind gleichfalls durch Schweißen miteinander verbunden. Der Abstandshalter 2 weist somit Schweißstellen oder geschweißte Teile 8 auf. Der in dieser Weise gebildete Abstandshalter 2 hat eine Vielzahl von Zwischenräumen, in die die Brennstoffstäbe eingesetzt sind und in denen die Brennstoffstäbe durch die Abstandshalterblattfedern 7 gehalten sind. Eine seitliche Schwingung und eine Biegung in Längsrichtung der Brennstoffstäbe 1 wird dadurch verhindert. Der Abstandshalter 2 wird in einem Zustand, in dem Spannungen an den Brennstoffstäben 1 liegen, und in Kontakt mit dem Reaktorwasser benutzt.

Der Gehäusekasten 3 umfaßt zwei Segmente, von denen jedes die gleiche Form, die der Hälfte des Gehäusekastens unterteilt in zwei Teile in Längsrichtung entspricht, hat, wie es in Fig. 3 dargestellt ist. Die Segmente, die aus einem Blechmaterial bestehen, sind durch Stanzen, Biegen und Verbinden durch Schweißen zu einem quadratischen Gehäusekasten 3 mit Schweißnähten 8 verbunden, die in Längsrichtung verlaufen. Der Gehäusekasten 3 dient dazu, das auf hoher Temperatur befindliche Wasser und den durch die Brennstoffstäbe 1 während der Arbeit eines Kraftwerkes erzeugten Dampf in die oberen Teile strömen zu lassen, und wird für einen langen Zeitraum in einem Zustand benutzt, in dem nach außen gerichtete Spannungen immer am Gehäusekasten 3 liegen.

In einem Siedewasserreaktor erreicht das auf hoher Temperatur und hohem Druck stehende Wasser beispielsweise 288°C und 85 bar (kg/cm²), während die Werte bei einem Druckwasserreaktor über denen des Siedewasserreaktors liegen. Das Material für die Hüllrohre, den Abstandshalter 2 und den Gehäusekasten 3 des Brennstoffelementes soll daher in einer Umgebung von derartigem, auf hoher Temperatur und hohem Druck stehenden Wasser nicht korrodieren und verspröden. Es ist weiterhin notwendig, daß dieses Material eine hohe Zugfestigkeit hat.

Legierungen auf Zirkonbasis haben im allgemeinen eine hohe Korrosionsbeständigkeit und einen kleinen Neutronenabsorptionswirkungsquerschnitt. Diese Eigenschaften machen diese Legierungen als Material für Brennstoffelemente für Atomkernreaktoren geeignet, so daß sie für die Hüllrohre, die Gehäusekästen und die Abstandshalter verwandt werden. Legierungen auf Zr-Basis, die in Brennstoffelementen verwandt werden, sind Zirkalloy-2, Zirkalloy-4, eine Zr-Legierung mit 1 Gew.-% Nb, eine Zr-Legierung mit 2,5 Gew.-% Nb, eine Zr-Legierung mit 3,5 Gew.-% Sn, 0,8 Gew.-% Nb und 0,8 Gew.-% Mo, eine Zr-Legierung mit 1 Gew.-% Sn, 1 Gew.-% Nb und 0,5 Gew.-% Fe und eine Zr-Legierung mit 0,5 bis 5,0 Gew.-% Nb, 0 bis 3,0 Gew.-% Sn, sowie bis zu 2 Gew.-% eines Metalls aus Fe, Ni, Cr, Ta, Pb, Mo und W.

Wenn die Zirkalloy genannte Zr-Sn-Fe-Cr-(Ni)-Legierung in einem Siedewasserreaktor über einen langen Zeitraum verwandt wird, tritt eine Teiloxidation oder eine örtliche Oxidation (Knotenkorrosion) auf. Das Auftreten der Knotenkorrosion führt zu einer Abnahme der Stärke in einem stabilen Teil des Legierungselementes und weiterhin zu einer Verringerung der Festigkeit des Legierungselementes, da der in der Korrosionsreaktion erzeugte Wasserstoff absorbiert wird und spröde Hydride in dem Legierungselement gebildet werden. Die Korrosion schreitet mit der Zeit fort, so daß im allgemeinen davon ausgegangen wird, daß die Korrosion eines Elementes der Faktor wird, der die Lebensdauer eines Brennstoffelementes bestimmt, wenn das Element über einen langen Zeitraum unter hoher Bestrahlung benutzt wird.

Die Zr-Nb-Legierung ist als Material bekannt, das eine hohe Zugfestigkeit, eine ausgezeichnete Dauerdehngrenze und eine niedrige Wasserstoffaufnahmefraktion hat. Es tritt keine Knotenkorrosion auf. Das sind zwar bevorzugte Eigenschaften für ein Material zur Verwendung bei Kernbrennstoffelementen, es bleibt jedoch die Schwierigkeit, daß in einer Schweißstelle und ihrer hitzebeeinflußten Zone eine beschleunigte Weißkorrosion auftritt.

In der US PS 31 21 034 ist dargestellt, daß eine hohe Korrosionsbeständigkeit einer Legierung auf Zr-Basis (Zr mit 0,5 bis 5 Gew.-% Nb), einer ternären Legierung (Zr mit 0,5 bis 5 Gew.-% Nb und 0 bis 3 Gew.-% Sn) und einer quaternären Legierung (Zr mit 0,5 bis 5 Gew.-% Nb, 0 bis 3 Gew.-% Sn und 0 bis 2 Gew.-% eines der Elemente Fe, Ni, Cr, Ta, Pd, Mo und W) durch ein Glühen bei 550 bis 600°C über ein bis 240 Stunden nach einem Kaltwalzen (Reduktion 50 bis 60%) verbessert werden kann. Es ist jedoch nichts über die Korrosion einer Schweißstelle oder eines geschweißten Teils ausgesagt. Für ein geschweißtes Element ist es schwierig, eine Reduktion von einigen 10% an dem geschweißten Bereich nach dem Schweißen zu bewirken.

Wirkung der Zugabe von Nb

In einem Metallzustandsdiagramm von binären Zr-Nb-Legierungen umfaßt eine Gleichgewichtsphase bei Raumtemperatur eine hexagonale α Zr-Phase, die etwa 1 Gew.-% Nb in fester Lösung enthält und eine Nb-Phase, die weniger als 15 Gew.-% Zr in fester Lösung enthält. Ein geschweißter Bereich und eine hitzebeeinflußte Zone, die den geschweißten Bereich umgibt, werden von einer hohen Temperatur schnell abgekühlt, so daß eine Nichtgleichgewichtsphase auftritt, die im Gleichgewichtsphasendiagramm oder Zustandsdiagramm nicht erscheint. Fig. 4 zeigt die metallurgische Struktur einer Zr-Legierung mit 2,5 Gew.-% Nb, die mit einer Abkühlungsgeschwindigkeit von 100°C pro Sekunde von einer Temperatur von 830°C (α + β Phasentemperaturbereich) abgekühlt ist. Weiße Teile in Fig. 4 haben eine α Zr-Phase mit etwa 1,5 Gew.-% Nb in fester Lösung. Eine nadelartige Struktur, die die α Zr-Phase umgibt, resultiert aus der schnellen Abkühlung von einer β-Phasentemperatur und hat eine komplizierte metallische Struktur, die eine Rest-β-Phase mit etwa 3,5 Gew.-% Nb in fester Lösung und eine Nichtgleichgewichtsphase, die sogenannte ω-Phase oder Martensit (α′-Phase) enthält. Ein geschweißter Bereich und seine hitzebeeinflußte Zone, die den geschweißten Bereich umgibt, zeigen eine ähnliche metallische Struktur eines Nichtgleichgewichts. Ein Bereich, der auf eine Temperatur im β-Phasentemperaturbereich über 862°C erhitzt wurde, hat nämlich eine nadelartige Struktur und ein Bereich, der auf einen Temperaturbereich erhitzt wurde, in dem die α- und die β-Phase gemischt vorhanden sind, hat eine Mischung aus α Zr-Phasenkristallkörnern, ähnlich der metallischen Struktur von Fig. 4 und einer nadelförmigen Struktur. Mit steigender Erhitzungstemperatur nimmt der Teil mit nadelförmiger Struktur zu. Wenn die Erhitzungstemperatur den β-Phasentemperaturbereich erreicht, kann eine Zr-Phase nicht beobachtet werden und wandelt sich die gesamte Struktur in eine nadelförmige Struktur um. Fig. 5 zeigt in einer typischen Darstellung die Beziehung zwischen der Korrosionsbeständigkeit und der metallurgischen Struktur. Wenn eine Legierung mit der in Fig. 4 dargestellten metallurgischen Struktur Wasser auf hoher Temperatur ausgesetzt wird, wird die Oxidation der nadelförmigen Struktur aus einer Nichtgleichgewichtsphase selektiv beschleunigt und wird ein poröser dicker Oxydfilm gebildet.

Andererseits ist die Korrosionsbeständigkeit eines α Zr-Phasenteils, der etwa 1,5 Gew.-% Nb im Zustand der festen Lösung enthält, sehr hoch. In einem geschweißten Bereich und seiner hitzebeeinflußten Zone einer Zr-Nb-Legierung, die mehr als 1,5 Gew.-% Nb enthält, tritt die oben erwähnte beschleunigte Weißkorrosion auf.

In Zr-Nb-Legierungen bewirkt das Nb eine Verringerung des Auftretens der Knotenkorrosion und eine Erhöhung der Festigkeit bei einer Feinausscheidung von β Nb-Phase durch Alterung. Wie es in Fig. 6 dargestellt ist, hat ein Material, das keiner Alterung ausgesetzt ist, eine außerordentlich hohe Empfindlichkeit für die Weißkorrosion. In einer binären Zr-Nb-Legierung tritt die Weißkorrosion durch Zugabe 1,5 Gew.-% Nb auf, wobei die Weißkorrosion durch weitere Zugabe von Nb zunimmt.

In einer quaternären Zr-Nb-Sn-Mo-Legierung führt die Zugabe von höchstens 1,0 Gew.-% Nb nicht zum Auftreten einer Weißkorrosion, wenn jedoch etwas mehr Nb zugegeben wird, tritt eine Weißkorrosion auf. Der Grund dafür, daß mit zunehmendem Nb-Gehalt die Korrosion leichter auftritt, besteht darin, daß eine α′-Zr- Phase oder β Zr-Phase der Nichtgleichgewichtsphase leicht im geschweißten Bereich und seiner hitzebeeinflußten Zone gebildet wird. Im Gegensatz dazu hat die quaternäre Legierung gemäß der Erfindung eine hohe Korrosionsbeständigkeit und Festigkeit, da die in einer Nichtgleichgewichtsphase im Zustand der festen Lösung enthaltene Nb-Menge durch eine Förderung der Ausscheidung von β-Nb aufgrund der Zugabe von Sn und der Ausscheidung von intermetallischen Verbindungen wie Mo-Nb abnimmt. Dadurch daß die Legierung einer Alterungsbehandlung unterworfen wird, nimmt die Korrosionsbeständigkeit zu. Wenn die obere Grenze der Menge an Nb, die zugegeben werden kann, bei 2,2 Gew.-% liegt, zeigt sich der Einfluß von Nb im gesamten chemischen Zusammensetzungsbereich von ternären Zr-Nb-Sn-Legierungen und quaternären Zr-Nb-Sn-Mo-Legierungen.

Wirkung der Zugabe von Sn

Eine Nichtgleichgewichtsphase mit einer nadelartigen metallurgischen Struktur ist die Folge einer schnellen Abkühlung von einer β-Phase, die bei hoher Temperatur erzeugt wird. Die Zugabe von Sn erhöht die Menge an Nb, die in einer α-Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist und verringert die Menge an Nb, die in einer β-Zr-Phase enthalten ist, wodurch das Auftreten einer Nichtgleichgewichtsphase während der Abkühlung nach dem Schweißen erschwert wird. Dadurch daß das Auftreten der Nichtgleichgewichtsphase beim Schweißen in dieser Weise erschwert wird und anschließend eine Alterungsbehandlung erfolgt, kann die Nichtgleichgewichtsphase vom geschweißten Bereich und seiner hitzebeeinflußten Zone zum Verschwinden gebracht oder in ihrer Größe merklich verringert werden. Fig. 7 zeigt das Zustandsdiagramm von ternären Zr-Nb-Sn-Legierungen bei einer Temperatur von 725°C. Aus Fig. 7 ist ersichtlich, daß die maximale Menge an Nb, die in einer α-Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist, bei etwa 1,5 Gew.-% liegt, wenn kein Sn zugegeben ist, während die Menge an Nb, die in der α-Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist, auf maximal 2,5 Gew.-% ansteigt, wenn die darin enthaltene Sn-Menge auf bis zu 2 Gew.-% zunimmt. Wenn jedoch mehr als 2 Gew.-% Sn zugegeben werden, wird Zr₄Sn ausgeschieden und trägt Sn nicht zur Zunahme der in der α-Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthaltenen Nb-Menge bei. Um eine ausgezeichnete Korrosionsbeständigkeit beizubehalten, gibt es eine geeignete Korrelation zwischen den zugegebenen Mengen an Sn und Nb, die erfüllt sein sollte. Der richtige Bereich des Gehaltes Sn und Nb liegt in einem Gebiet (weniger als 2 Gew.-% Sn), der durch eine Schraffierung in Fig. 7 dargestellt ist, und die genannte Korrelation ist gegeben durch Sn(Gew.-%) 2 × Nb(Gew.-%) - 3,0. Durch eine Wärmebehandlung der quaternären Zr-Nb-Sn-Mo-Legierung nach dem Schweißen, wobei die oben erwähnte Korrelation erfüllt ist, kann eine Nichtgleichgewichtsphase zum Verschwinden gebracht oder merklich verringert werden.

Die Wärmebehandlung wird vorzugsweise unter den folgenden Bedingungen durchgeführt:

Es ist nämlich notwendig, die Legierung für wenigstens zwei Sekunden auf einem Temperaturbereich von 680°C bis 780°C zu halten, in dem eine größere Menge an Nb in einer α Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten sein kann, und es ist bevorzugt, fortlaufend von einem Temperaturbereich der α + β-Phase abzukühlen und die Abkühlungsgeschwindigkeit so zu steuern, daß die Abkühlungszeit von 780°C auf 680°C mehr als 2 Sekunden beträgt, d. h. auf einen Wert von etwa 50°C pro Sekunde zu steuern.

Die Wirkung der Zugabe von Sn besteht darin, daß die Menge an Nb, die in einer β-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist, mit steigender Menge an Nb in der Hochtemperatur α-Zr-Phase abnimmt und daß die Erzeugung einer Rest-β-Phase, einer ω-Phase und von Martensit (α′-Phase) in einem Schweißvorgang unterdrückt wird. Die maximal zugegebene Menge an Sn liegt bei 2 Gew.-%, vorzugsweise bei 1,5 Gew.-%. Die Zugabe von mehr als 2 Gew.-% verringert die Wirkung. Mit abnehmender Temperatur nimmt die Löslichkeit im festen Zustand von Nb in einer α-Zr-Phase ab, so daß β-Nb in einem α-Zr-Phasenkristallkorn oder an einer Korngrenze ausfällt und die α-Zr-Phase sich in eine metallurgische Struktur umwandelt, die eine α-Zr-Phase mit etwa 1,5 Gew.-% Nb im Zustand der festen Lösung enthält und feines β-Nb ausgeschieden wird. Da die Menge an Nb gering ist, die in einer β-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist, ist das Auftreten einer Nichtgleichgewichtsphase selbst in einer nadelförmigen Struktur erschwert.

Wirkung der Zugabe von Mo

Die Löslichkeit im festen Zustand von Mo in einer α-Zr-Phase ist vernachlässigbar klein. Mo wird daher fein in Form intermetallischer Verbindungen von Mo₂Zr mit einer kubisch-raumzentrierten Kristallstruktur ausgeschieden. Die Zugabe von Mo hat einen Einfluß auf die Zunahme des Widerstandes gegenüber einer Verformung einer Legierung und erhält die Festigkeit durch eine gleichmäßige Verteilung von feinen Ausscheidungen innerhalb eines Kristallkornes und an den Korngrenzen. Selbst wenn die Menge an Nb herabgesetzt wird, das die Korrosionsbeständigkeit nachteilig beeinflußt, wird die Festigkeit durch die gleichzeitige Zugabe von Mo beibehalten. Die Zugabe von Nb bewirkt, daß die β-Nb-Phase fein ausgeschieden wird, wodurch die Festigkeit erhöht wird, und die Zugabe von Mo erhöht gleichfalls die Festigkeit durch eine feine Ausscheidung von Mo₂Zr. Um die Wirkung der höheren Festigkeit einer Legierung aufgrund der Ausscheidung zu erhalten, ist es notwendig, Mo und Nb so zuzugeben, daß Nb + Mo 1,5 Gew.-% ist.

Wirkung der Strukturverbesserung durch die Alterungsbehandlung

Das Auftreten einer Nichtgleichgewichtsphase wird durch die Zugabe von Sn unterdrückt. Manchmal bleibt jedoch eine Nichtgleichgewichtsphase unter Schweißbedingungen mit großer Abkühlungsgeschwindigkeit. Durch eine Alterungsbehandlung in einem Temperaturbereich von weniger als 610°C kann in diesem Fall die Nichtgleichgewichtsphase in eine α-Zr-Phase, die in diesem Temperaturbereich stabil ist, eine β-Nb-Phase und eine Phase der intermetallischen Verbindung Mo₂Zr übergeführt werden und in eine metallische Struktur eines geschweißten Bereiches und seiner hitzebeeinflußten Zone umgewandelt werden, in der im wesentlichen keine Nichtgleichgewichtsphase übrig bleibt. Eine Alterungsbehandlung nach dem Schweißen verbessert die Korrosionsbeständigkeit des geschweißten Bereiches und seiner hitzebeeinflußten Zone selbst dann, wenn die Menge an zugegebenem Nb um etwa 0,5 Gew.-% über die obere Grenze der Nb-Menge erhöht wird, die in der α Zr-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist.

Im folgenden werden Ausführungsbeispiele der Erfindung beschrieben.

Beispiel I

Die Tabelle 1 zeigt die chemische Zusammensetzung der Legierungen. Ein Barren, der durch Lichtbogenschmelzen erzeugt wurde, wurde einer Schmiede- und Lösungsbehandlung bei 1000°C ausgesetzt und anschließend bei 600 bis 650°C wiederholt warmgewalzt, um ein Blech mit einer Stärke von 10 mm zu erzeugen. Das Blech wurde einer weiteren Lösungsbehandlung bei 980°C unterworfen und anschließend dreimal einem Zyklus aus Kaltwalzen (Stärkereduktion 40%) und Glühen auf 650°C für 2 bis 3 Stunden unterworfen, wodurch ein Blech mit einer Stärke von 2,2 mm erzeugt wurde. Das Blech wurde 1 Stunde lang auf eine Temperatur von 830°C erhitzt und anschließend mit einer mittleren Abkühlungsgeschwindigkeit von 50°C/s auf Raumtemperatur abgekühlt. Das Blech wurde in eine Form ähnlich der eines quadratischen Trägers gebogen und anschließend durch WIG-Schweißen zur Bildung eines Gehäusekastens verschweißt, wie er in Fig. 3 dargestellt ist. Eine Kaltreduktion oder ein Kaltwalzen erfolgte, um nach dem Schweißen die Schweißraupen abzuflachen. Anschließend wurde eine Alterung in einem Vakuum oder einer Ar-Gasatmosphäre 24 Stunden lang bei einer Temperatur von 500°C durchgeführt. Das oben beschriebene Verfahren ist in Fig. 8 dargestellt.

Das Verfahren kann einen α-Abschreckschritt nach dem Warmwalzen einschließen. In diesem Schritt wird das Blech auf etwa 725°C erhitzt, so daß Nb in einer α-Phase im Zustand der festen Lösung enthalten ist, und anschließend schnell abkühlt.

Untersuchungsproben, die geschweißte Bereiche enthielten, wurden vom Gehäusekasten direkt nach dem WIG-Schweißen und vom Gehäusekasten direkt nach der Alterungsbehandlung abgeschnitten, um sie einer metallurgischen Strukturuntersuchung und einem Korrosionstest zu unterwerfen.

Tabelle 1

Die Tabelle 2 zeigt die metallurgische Struktur der geschweißten Bereiche der Legierungen. In NSM-L-Legierungen enthielten sowohl die Probe, die dem Schweißen ohne Alterung unterworfen wurde, als auch die Probe, die einer Alterung nach dem Schweißen unterworfen wurde, keine Nichtgleichgewichtsphasen. Die NSM-H- Legierung, die geschweißt wurde, enthielt ohne Alterung nach dem Schweißen eine α′-Zr-Phase (Nichtgleichgewichtsphase), die Nichtgleichgewichtsphase verschwand jedoch bei einer Alterungsbehandlung nach dem Schweißen. Die NSM-Legierung hatte eine Nichtgleichgewichtsphase sowohl in der Probe, die ohne Alterung geschweißt war, als auch in der Probe, die einer Schweißung und einer Alterung unterworfen wurde. Bei der Zr-2,5Nb-Legierung, die kein Sn enthielt, war die Nichtgleichgewichtsphase in stärkerem Maße als in der NSM-Legierung verringert. Die Nichtgleichgewichtsphase verschwand selbst dann nicht, wenn die Legierung einer Alterung unterworfen wurde.

Name der Legierung
Metallurgische Struktur
NSM-L (geschweißt)
αZr-Phase, βNb-Phase, Mo₂Zr
NSM-L (geschweißt und gealtert)	αZr-Phase, βNb-Phase, Mo₂Zr
NSM-H (geschweißt)	αZr-Phase, βNb-Phase, Mo₂Zr, Martensit (α′Zr-Phase)
NSM-H (geschweißt und gealtert)	αZr-Phase, βNb-Phase, Mo₂Zr
NSM (geschweißt)	αZr-Phase, βNb-Phase, ωZr-Phase, βZr-Phase, Mo₂Zr
NSM (geschweißt und gealtert)	αZr-Phase, βNb-Phase, ωZr-Phase, Mo₂Zr
Z-2,5Nb (geschweißt)	αZr-Phase, βNb-Phase, ωZr-Phase, βZr-Phase, Martensit (α′Zr-Phase)
Z-2,5Nb (geschweißt und gealtert)	αZr-Phase, βNb-Phase, ωZr-Phase, βZr-Phase, Martensit (α′Zr-Phase)

Die Tabelle 3 zeigt die Ergebnisse der Korrosionsuntersuchungen, bei denen jede Probe in Hochtemperaturwasser mit einer Temperatur von 288°C 300 Stunden lang gehalten wurde. Die Menge an Sauerstoff, die im Hochtemperaturwasser gelöst war, betrug 5 bis 8 ppm und das Hochtemperaturwasser wurde in einem Autoklaven mit einer Strömungsgeschwindigkeit von 10 l/h umgewälzt.

In einer NSM-L-Legierung wurde ein dünner schwarzer Oxydfilm sowohl am geschweißten Bereich als auch an seiner hitzebeeinflußten Zone gebildet und es zeigte sich eine ausgezeichnete Korrosionsbeständigkeit. In der NSM-H-Legierung wurde ein grauer nicht glänzender Oxydfilm am geschweißten Bereich einer geschweißten Probe gebildet und die Korrosionsbeständigkeit war etwas geringer. Die Korrosionsbeständigkeit wurde jedoch dadurch verbessert, daß die Alterungsbehandlung vorgenommen wurde. Die Korrosionsbeständigkeit der NSM-Legierung und der Zr-2,5 Nb- Legierung war gering und wurde durch die Alterung nicht verbessert. Die NSM-Legierung hat eine Korrosionsbeständigkeit, die der der Zr-2,5Nb-Legierung überlegen war, was auf der Wirkung der Zugabe von Sn beruht. Es hat sich herausgestellt, daß sowohl die NSM-H-Legierung als auch die NSM-L-Legierung im wesentlichen die gleiche Zugfestigkeit wie die Zr-2,5Nb- Legierung hatten und eine ausgezeichnete Festigkeit und Korrosionsbeständigkeit zeigten.

Tabelle 3

In Tabelle 3 zeigt das Symbol ○, daß die Oxydfilmstärke unter 1 µm liegt und die Farbe des Oxydfilms glänzend und schwarz ist. Das Symbol ∆ zeigt einen nicht glänzenden Oxydfilm mit einer Stärke von 1 bis 3 µm. Die Korrosionsbeständigkeit ist etwas geringer. Ein Symbol × zeigt, daß ein weißer poröser Oxydfilm gebildet ist, dessen Stärke über 4 µm liegt. Die Korrosionsbeständigkeit ist niedrig.

Beispiel II

Fig. 9 zeigt die Beziehung zwischen der Zugfestigkeit einer Zr-Nb-Sn-(etwa 1 Gew.-%)-Mo(etwa 0,5 Gew.-%)-Legierung und der zugegebenen Menge an Mo. Es wurden verschiedene Lichtbogen- geschmolzene Barren auf einer β-Phasentemperatur jeweils geschmiedet, einer Lösungsbehandlung auf 1000°C unterworfen und anschließend zweimal bei 700°C gewalzt, um ein Blech mit einer Stärke von 10 mm zu erzeugen. Das Blech wurde zweimal einem Zyklus unterworfen, bei dem es kaltgewalzt und bei 600°C geglüht wurde, um dadurch ein 3 mm starkes Blech zu bilden. Das Blech wurde auf 880°C erhitzt, auf dieser Temperatur eine Stunde lang gehalten und anschließend mit Wasser abgekühlt. Nach dem Entzundern erfolgte wiederum ein Kaltwalzen, um die Stärke des Bleches auf 2,2 mm herabzusetzen. Das Blech wurde dann in die Form der Hälfte eines in zwei Teile unterteilten Gehäusekastens gebogen und dann durch Plasmaschweißen zur Bildung eines quadratischen Gehäusekastens verschweißt. Nach dem Schweißen wurde der Gehäusekasten einer Alterungsbehandlung über 24 Stunden auf 500°C unterworfen.

Dann wurden Untersuchungsproben für die Zugfestigkeitsprüfung von dem Gehäusekasten abgeschnitten und untersucht. Das Ergebnis dieser Untersuchung zeigte, daß die Zugfestigkeit der Legierung mit steigender Menge an zugegebenem Nb + Mo größer wird und daß die Zugfestigkeit der Untersuchungsproben mit mehr als 1,5 Gew.-% Nb + Mo größer als 700 N/mm² (70 kg/mm²) war.

Beispiel III

Die in der Tabelle IV aufgeführten Legierungen wurden unter Verwendung von industriell reinem Zr durch Schmelzen hergestellt. Das Schmelzen erfolgte in einem Vakuumlichtbogenschmelzofen. Jede Probe wurde einer Lösungswärmebehandlung bei 1000°C und anschließend einem Zyklus der plastischen Wärmeverformung bei 750°C, des Kaltwalzens und des Glühens auf 650°C unterworfen, um ein dünnes Blech mit einer Stärke von 2 mm zu erzeugen. Das dünne Blech wurde anschließend einer Lösungsbehandlung über eine Stunde auf 880°C, Kaltwalzen mit einer Reduktion von 10%, Schweißen und schließlich einer Alterungsbehandlung über 24 Stunden auf 500°C unterworfen.

Korrosionsuntersuchungsproben wurden von dem verschweißten Material genommen und die Knotenkorrosionsempfindlichkeit und die Weißkorrosionsempfindlichkeit wurden über eine Untersuchung in einem Hochtemperaturdampf und über eine Korrosionsuntersuchung in Hochtemperaturwasser jeweils bewertet. In der Korrosionsuntersuchung im Hochtemperaturdampf wurde die Untersuchungsprobe in einem übersättigten Dampf auf 510°C und einem Druck von 150 kg/cm² 20 Stunden lang gehalten. Im Hochtemperaturkorrosionstest wurde die Untersuchungsprobe in einem Hochtemperaturwasser auf 288°C und einem Druck von 85 bar (kg/cm²) etwa 300 Stunden lang gehalten. Die Korrosionsbeständigkeit wurde dadurch bewertet, daß die scheinbare Meßgewichtzunahme aufgrund der Korrosion und die Oxydfilmstärke beobachtet wurden. Als Folge der Korrosionsuntersuchungen ergab sich, daß weder die Knotenkorrosion noch die Weißkorrosion in dem erfindungsgemäßen Material auftraten, wie es in Tabelle 4 dargestellt ist, so daß das erfindungsgemäße Material eine ausgezeichnete Korrosionsbeständigkeit hat.

Eine Untersuchungsprobe (letzter Schritt ist Schweißen), die einer Alterungswärmebehandlung und anschließend dem Schweißen unterworfen wurde, wurde gleichfalls hinsichtlich der Korrosionsbeständigkeit in ähnlicher Weise bewertet. Es hat sich gezeigt, daß bei einer Untersuchungsprobe, deren letzter Herstellungsschritt das Schweißen war, eine Weißkorrosion merklich bei einer herkömmlichen Zr-Legierung mit 2,5 Gew.-% Nb auftrat und pulvriges Oxyd erzeugt wurde. Bei der erfindungsgemäßen Legierung war die beobachtete Weißkorrosion jedoch sehr gering. Die Legierung hatte eine große Korrosionsbeständigkeit.

Tabelle 4

Die Zugabe von Fe (0,04 bis 1,0 Gew.-%) bewirkt eine Modifizierung des Oxydfilms bei der Korrosion einer Legierung auf Zr- Basis. Die NSM-6-Legierung hat einen niedrigen Wert der Stärke des Oxydfilms.

Beispiel IV

Das Herstellungsverfahren des in den Fig. 2A und 2B dargestellten Abstandshalters ist in Fig. 10 dargestellt. Wie es bereits beschrieben wurde, umfaßt der Abstandshalter Abstandshalterbänder 11, ein Gitter oder gitterartige Gitterabstandshalterstege 6, Abstandshalterteiler 9 und Abstandshalterblattfedern 7, wobei die Gitterpunkte und die Stoßstellen zwischen den Abstandshalterstegen 6 und den Abstandshalterbändern 11 durch Punktschweißen miteinander verbunden werden.

Als Material wurde eine schweißbare Legierung (100 mm stark) der Probe NSM-2 (1,9 Gew.-% Nb, 1,20 Gew.-% Sn, 0,34 Gew.-% Mo und der Rest Zr) einer Lösungsbehandlung auf 1000°C unterworfen und anschließend zweimal warmgewalzt, wodurch ein 3,2 mm starkes Blech gebildet wurde. Dieses Blech wurde eine Stunde lang auf 880°C erwärmt und dann einer Wasserabschreckung unterworfen. Das Kaltwalzen und das Zwischenglühen auf 550°C ± 40°C wurden wiederholt, um ein Blech mit einer Stärke von 0,7 mm zu erzeugen, wie es in Fig. 11a dargestellt ist. Aus diesem Blech wurden die Abstandshalterbändersegmente 11a, die in den Fig. 11a und 11b dargestellt sind, und die Abstandshalterstege 6 gestanzt, die in den Fig. 11c und 11d dargestellt sind. Die Abstandshalterbandsegmente 11a wurden mit einer Presse bearbeitet, um Vertiefungen 10 zu bilden, und anschließend gebogen. Vier Abstandshalterbandsegmente 11a wurden durch Schweißen zusammengesetzt, um ein Abstandshalterband 11 zu bilden, wie es in Fig. 2B dargestellt ist. Die Abstandshalterstege 6 wurden gleichfalls mit einer Presse bearbeitet, um Abstandshalterteiler 9 zu bilden. Das Abstandshalterband 11, die Abstandshalterstege und die durchbrochenen Blattfedern aus Inconel wurden durch WIG-Schweißen zur Bildung eines Abstandshalters 2 zusammengesetzt, der in Fig. 2A dargestellt ist. Nach dem Zusammenbau wurde der Abstandshalter einer Lösungsbehandlung auf 500°C über 24 Stunden unterworfen. Der Abstandshalter wurde derselben Korrosionsprüfung wie beim Beispiel 3 unterworfen. Es trat keine beschleunigte Weißkorrosion auf. Der Abstandshalter hatte eine hohe Korrosionsbeständigkeit. Es wurde auch die Menge an Wasserstoff gemessen, die im Abstandshaltermaterial absorbiert wurde. Es wurde nur weniger als etwa 8% des Wasserstoffes absorbiert, der bei der folgenden Reaktion erzeugt wird:

2 H₂O + Zr → ZrO₂ + 2H₂

Es zeigte sich, daß die Wasserstoffabsorption sehr gering war.

Es wurden weiterhin Untersuchungsproben für die Zugfestigkeitsprüfung mit Schweißstellen vom Abstandshalter abgeschnitten, der nach dem oben beschriebenen Verfahren hergestellt wurde, und es wurde die Zugfestigkeit untersucht. Die Zugfestigkeit betrug 75 bis 80 kg/mm². Aus diesen Ergebnissen ergibt sich, daß dieses Element eine höhere Festigkeit als Zirkalloy hat.

Beispiel V

Fig. 12a zeigt einen Abstandshalter mit runden Zellen. Der Abstandshalter weist eine Vielzahl von runden Zellen 12 zum Halten der Brennstoffstäbe auf. Die Zellen 12 sind durch Punktschweißen aneinander und gleichfalls an ein Abstandshalterband 11 geschweißt.

Als Material für diesen Abstandshalter wurde eine Zr-Legierung mit 1,4 Gew.-% Nb, 1 Gew.-% Sn und 0,3 Gew.-% Mo verwandt. Ein dünnes Blech für das Abstandshalterband 11 mit einer Stärke von 0,7 mm wurde durch Heißschmieden, eine Lösungsbehandlung, zweimaliges Warmwalzen und wiederholtes Kaltwalzen und Glühen hergestellt. Anschließend erfolgten ein Ausstanzen und das Bilden von Vertiefungen, um eine vorbestimmte Form zu erzielen. Ein dünnes geschweißtes Rohr für die runden Zellen 12 wurde dadurch gebildet, daß ein Barren geschmiedet, einer Lösungsbehandlung, einem Heißpressen und einem wiederholten Kaltwalzen und Glühen unterworfen wurde. Das dünnwandige Rohr wurde in einem bestimmten Maßstab geschnitten und am abgeschnittenen Rohrstück wurde eine Blattfeder befestigt, wodurch eine runde Zelle gebildet wurde. Die Zellen wurden im Abstandshalterband durch WIG-Schweißen zusammengesetzt. Nach dem Zusammenbau wurde der Abstandshalter einer Lösungsbehandlung auf 500°C über 24 Stunden unterworfen. Der wärmebehandelte Abstandshalter wurde derselben Korrosionsprüfung wie beim Beispiel III unterworfen, wobei sich als Ergebnis ergab, daß keine Weißkorrosion auftrat und sich eine hohe Korrosionsbeständigkeit zeigte.

In Fig. 13 sind die Stärke der Legierungen gemäß der Erfindung und der Vergleichslegierungen an den geschweißten Teilen und den benachbarten Materialteilen dargestellt, wobei mit den Symbolen ○ und ∆ die gleichmäßige Schwarzoxidation und mit ⚫ die Weißkorrosion (lose) bezeichnet sind.

Die erfindungsgemäßen Legierungen können für die Brennstoffhüllrohre benutzt werden, wenn ein Schweißen erfolgt.

Claims

Verfahren zur Herstellung von Gehäusekästen für Kernreaktorbrennelemente, Hüll rohren für die Brennstofftabletten und/oder Abstands haltern für Kernreaktorbrennelemente, welches eine Schweißstufe umfaßt, dadurch gekennzeichnet, daß die Gehäusekästen, die Hüllrohre bzw. die Abstandshalter aus einer Zr-Nb-Sn-Mo-Legierung hergestellt werden, die aus 0,5 bis 2,2 Gew.-% Nb, 0,5 bis 1,5 Gew.-% Sn, wobei der Nb- und der Sn-Gehalt die Beziehung Sn (Gew.-%) 2×Nb (Gew.-%) -3,0 erfüllt, 0,1 bis 0,8 Gew.-% Mo, wobei der Nb- und Mo-Gehalt die Beziehung Nb (Gew.-%) + Mo (Gew.-%) 1,5 Gew.-% erfüllt, Rest Zr besteht, und daß die geschweißten Teile und die hitzebeeinflußten Zonen und die nicht geschweißten Teile nach dem Schweißen einer Alterungs behandlung bei einer Temperatur unter 610°C unter worfen werden, derart, daß die geschweißten Teile und die hitzebeeinflußten Zonen eine Gleichgewichtsphasen struktur oder eine Mischphasenstruktur mit mehr als 85% Gleichgewichtsphase und dem Rest in Form einer nadelförmigen Nichtgleichgewichtsphase haben, während die nichtgeschweißten Teile eine rekristallisierte Struktur aus einer körnigen Gleichgewichtsphase haben.