20. konference žárového zinkování října 2014 hotel NH Prague, Praha

20. konference žárového zinkování | 7. – 9. října 2014 | hotel NH Prague, Praha

jichž překročení je podmínkou pro iniciaci zkřehnutí působením tekutého kovu. Feldmann v práci Hot-dip-zinc-coating of prefabricated structural steel components uvádí mezní hodnotu místní poměrné plastické deformace, jejíž překročení má za následek zvýšené riziko trhlin LMAC. Zajímalo nás, jaký vliv na nukleaci trhliny má skutečnost, zda kritické plastické deformace bylo dosaženo krátce před kontaktem vzorku s tekutým kovem, či zda je větší náchylnost v případě, že plastická deformace probíhá za současného kontaktu vzorku s tekutým kovem. Experimenty na „V“ vzorcích (obr. 1) byly prováděny s pomocí zkušební stolice (obr. 2), která pro docílení potřebného přetvoření využívala energii odvozenou od teplotní roztažnosti oceli. Opěrná ramena jha byla opatřena trny, na které byly nasazeny „V“ vzorky a rozpěrné tyče. Vzorky „V“ byly vyrobeny ploché oceli 30 × 5 mm v jakostech S235JR a S355J2. Ohyb s vnitřním poloměrem 5 mm byl proveden za studena na ohraňovacím lisu.

stress in materials, the exceeding of which is a precondition for initiation of embrittlement due to exposure to liquid metal. Feldmann in the publication titled Hot-dip-zinc-coating of prefabricated structural steel components mentions a limit value of local relative plastic deformation the overrun of which may lead to higher risk of LMAC occurrence. We were wondering what effect on crack nucleation has the fact whether the critical plastic deformation was reached shortly before the contact of sample with a liquid metal or if the probability of LMAC occurrence is higher in case that plastic deformation takes place at the existing contact between sample and liquid metal. Experiments with “V” samples (fig. 1) were executed using a test bench (fig. 2) that – in order to achieve the required transformation – used energy derived from temperature expandability of steel. Supporting arms were fitted with thorns on which “V” samples and spacing rods were placed. “V” samples were manufactured from flat steel (30 × 5 mm) of S235JR and S355J2 grades. The bend with inner radius of 5 mm was executed by cold bending using a press brake.

2 díry ∅ 15 2 holes ∅ 15

Obr. 1 – Provedení „V“ vzorků Fig. 1 – “V” samples design

Obr. 2 – Jho k provedení experimentů se vzorky „V“ Fig. 2 – Frame yoke for experiments with “V” samples

64

20th Hot Dip Galvanizing Conference | 7th – 9th October 2014 | NH Prague Hotel, Prague

Obr. 3 – Poměrná deformace vnějšího krajního vlákna Fig. 3 – Relative deformation of outer edge thread Pro malé poloměry ohybu je neutrální osa přibližně ve vzdálenosti ρ = R + ⅓ t od středu ohybu (obr. 3). Je-li R = t, pak poměrná deformace na vnějším povrchu vzorku je rovna poměru délky vnějšího oblouku k délce příslušného oblouku na neutrální ose: ε = (2R-4R3)/(4R/3) = (2R/3)/(4R/3) = 1/2

(2)

For smaller bend radiuses the neutral axis is approximately ρ = R + ⅓ t far from the bend center (fig. 3). If R = t, the relative deformation on outer surface of the sample is equal to ratio between the outer arc length and the relevant arc on neutral axis: ε = (2R-4R3)/(4R/3) = (2R/3)/(4R/3) = ½

(2)

Poměrná deformace vnějšího krajního vlákna na vzorku „V“ je tedy ≈ 50 % (obr. 3).

Thus the relative deformation of outer edge thread of “V” sample is ≈ 50 % (fig. 3).

Při experimentech bylo jho používáno tak, že jeho hlavní nosník zůstal nad hladinou a do tekutého kovu byly částečně ponořeny pouze opěry s rozpěrnými trubkami a vzorky „V“. Tak mohla být k vyvolání potřebné deformace vzorku „V“ využita energie dodávaná rozpěrnou trubkou, která se vlivem působení zvýšené teploty prodloužila. Prodloužení trubky při její délce 2 m, rozdílu teplot 430 K a součiniteli tepelné roztažnosti 1,2.10–5 K–1je:

During experiments the frame yoke was used with the main beam above the level. Only supporting elements with distance rods and “V” samples were partially submerged into molten metal. In this way the required deformation of “V” sample could be achieved by means of energy from the distance rod elongated due to higher temperature. Tube elongation – from the initial length of 2 m, because of temperature difference of 430 K and thermal expansion coefficient of 1,2.10–5 K–1 – is

DL = L 0 $ a $ DT = 2 $ 1, 2 $ 10 - 5 $ 430 , 0, 01 m (3)

DL = L 0 $ a $ DT = 2 $ 1, 2 $ 10 - 5 $ 430 , 0, 01 m (3)

Sevření ramen vzorku o 10 mm je dostatečné k dosažení plastické deformace (překročení meze kluzu) pro obě jakostní třídy použité oceli.

The clasp of sample arms by 10 mm is sufficient for achievement of plastic deformation (exceeding the yield strength) for both quality classes of steel used.

Vzorky byly pro experimenty obvyklým způsobem předupraveny odmaštěním, mořením, nanesením tavidla a usušením.

For purposes of experiments samples were treated as usual – degreased, pickled, submerged into molten bath and dried.

Experiment k ověření náchylnosti k LMAC u součásti plasticky deformované těsně před jejím kontaktem s tekutým kovem Sestava zkušební stolice byla nejprve ponořena do tekutého kovu tak, aby podstatná část rozpěrné trubky byla pod hladinou a vzorek těsně nad hladinou (obr. 4). Po prodlení 1 min bylo dosaženo dostatečného prodloužení

Experiment to examine tendency to LMAC for parts plastically deformed right before their contact with molten metal At first the testing bench set was submerged into molten metal so that the substantive part of the distance rod was under the bath surface and sample just above the bath surface (see Fig. 4). After 1 minute delay the distance rod pro-

65


rozpěrné trubky a do tekutého kovu byl ponořen i vzorek „V“. Cílem zkoušky bylo ověřit, zda u vzorku „V“, u něhož probíhá plastická deformace, vyvolá náhlý kontakt s roztaveným kovem křehký lom. Snímky stavu vzorků „V“ (obr. 5 a 6) po provedeném experimentu dokumentují větší míru přetvoření vzorku z oceli S235JR proti vzorku z oceli S355J2. Vyšší hodnota meze kluzu oceli S355J2 je příčinou menší trvalé deformace příslušného vzorku. Výsledek experimentu prokazuje, že náhlé ponoření vzorku „V“ do zinkové lázně v okamžiku, kdy u něho probíhá plastická deformace, není postačující podmínkou pro vznik křehkého lomu.

longation was sufficient to let the “V” sample sink under the bath surface too. The experiment was aimed at verification whether the “V” sample subject to plastic deformation will suffer from a brittle rupture as a result of sudden contact with molten metal. Photos of “V” samples (Fig. 5 and 6) after the experiment proved more considerable transformation of sample made of S235JR steel than in case of sample made of S355J2 steel. This means the higher yield strength of S355J2 steel sample leads to smaller permanent deformation of relevant sample. The result of experiment proved that the sudden submersion of “V” sample into zinc bath when being exposed to plastic deformation is not a sufficient precondition for cracking.

Obr. 4 – Úvod experimentu s plastickou deformací předcházející kontaktu s tekutým kovem Fig. 4 – Start of experiment with plastic deformation right before the contact with molten metal

Obr. 5 – Trvalé přetvoření vzorku z oceli S235JR Fig. 5 – Permanent transformation of sample made of S235JR steel

66

Obr. 6 – Trvalé přetvoření vzorku z oceli S355J2 Fig. 6 – Permanent transformation of sample made of S355J2 steel


Experiment k ověření náchylnosti k LMAC u součásti s probíhající plastickou deformací v době jejího kontaktu s tekutým kovem Účelem dalšího experimentu bylo ověřit, zda na zvýšení rizika lomu má vliv skutečnost, že plastická deformace vzorku probíhá za jeho současného kontaktus tekutým kovem. Vzorek „V“ byl nejprve ponořen do roztaveného zinku na dobu 1 min a po jeho prohřátí byla do zinkové lázně ponořena i rozpěrná trubka, jejíž teplotní rozpínání vedlo ke stlačení vzorku „V“ (obr. 7).

Experiment to examine tendency to LMAC for parts plastically deformed at the moment of their contact with molten metal The purpose of another experiment was to verify whether the risk of cracking may be higher if the sample plastic deformation occurs at the same time as contact with molten metal. At first “V” sample was submerged into molten zinc for 1 minute. After sufficient heating the distance rod was also submerged into zinc bath – its thermal expansion resulted in certain pressure applied on “V” sample (Fig. 7).

Obr. 7 – Úvod experimentu s plastickou deformací probíhající při kontaktu s tekutým kovem Fig. 7 – Start of experiment with plastic deformation at contact with molten metal

Obr. 8 – Vzorky „V“ po ukončení experimentu Fig. 8 – “V” samples after experiment U žádného ze vzorků se v této sérii experimentů se nepodařilo dosáhnout lomu (obr. 8), přestože míra poměrné deformace v krajním vláknu dosáhla 50 % a vzorky byly prokazatelně namáhány napětím dosahujícím meze kluzu. Pro zvýšení náchylnosti ke křehkému lomu byla uskutečněna dodatková řada experimentů se vzorky „V“ opatřenými technologickými vruby (obr. 9), všechny s negativním výsledkem, nebylo dosaženo lomu u žádného ze vzorků.

Obr. 9 – Vzorky „V“ s vrubem Fig. 9 – “V” samples with notch No sample during this series of experiments displayed LMAC despite the relative deformation level of edge thread reached 50 % and samples were exposed to stress equal to yield strength point. In order to increase the tendency to LMAC, additional experiments were carried out with “V” samples with technology notches (Fig. 9) – all of them with negative result – no LMAC discovered on these samples.

67


Ověření vlivu cínu na zvýšení rizika LMAC Za účelem ověření vlivu cínu na zvýšení rizika LMAC byly provedeny zkoušky na vzorcích „V“ staticky předepnutých (obr. 10) do úrovně plastické deformace zinkováním v lázni s obsahem cínu 2,0 % (obr. 11 a 12).

Obr. 10 – Předepnutý vzorek „V“ Fig. 10 – Pre-tensioned “V” sample

68

Verification of tin effect on LMAC risk In order to verify whether tin may lead to higher LMAC risk, statically pre-tensed “V” samples (Fig. 10) were tested until the plastic deformation level by hot dip galvanizing in a zinc bath with 2.0 % tin content (Fig. 11 and 12).

Obr. 11 – Pozinkovaný vzorek „V“ Fig. 11 – Galvanized sample

Obr. 12 – Zn-Sn2 povlak Fig. 12 – Zn-Sn2 coat

Výsledek SEM analýzy provedené na elektronovém mikroskopu JEOL JSM-7600F s rozlišovací schopností až 0,8 nm a zvětšením 1 000 000 potvrzuje, že po prodlení vzorku v lázni 7 min. (odpovídajícím obvyklé době ponoru při žárovém zinkování) je v povrchové vrstvě substrátu do hloubky 1 μm koncentrace Sn v oceli na mezi měřitelnosti použité aparatury. V hloubce větší než 1 μm je obsah cínu neměřitelný.

The result of SEM analysis using an electron microscope JEOL JSM-7600F with resolution up to 0.8 nm and magnification of 1,000,000 confirmed that after 7 minutes of being submersed in the bath (usual submersion time during hot dip galvanizing), Sn concentration in the surface layer of substrate, to the depth of 1 μm, is at the level of measurability of the instrument used. In the depth exceeding 1 μm Sn content is not measurable.

Střídavé napětí předcházející lomu Základem pro další výzkum byl případ, kdy trhlinami LMAC byla postižena celá vsázka (obr. 13 a 14), ačkoliv lze výpočtem snadno ověřit, že poměrná deformace na postižených prvcích konstrukce evidentně nepřesáhla 0,05 %. Zevrubná rekonstrukce podmínek, za nichž pravděpodobně ke vzniku trhlin došlo, přinesla zajímavý poznatek:

Alternating tension prior to cracking A basis for our further research was the case of LMAC affecting the whole batch (Fig. 13 and 14), however it is possible to easily verify by calculation that relative deformation of construction parts affected did not exceed 0.05 %. A thorough reconstruction of conditions that probably led to cracking brought an interesting finding:

Obr. 13 – Sada příhradových nosníků Fig. 13 – Set of truss girders

Obr. 14 – Trhliny LMAC na celé vsázce Fig. 14 – LMAC affecting the whole batch


Hypotéza třífázového modelu nukleace trhlin LMAC Ukazuje se, že dosažení meze kluzu oceli ani plastická deformace probíhající u kritického prvku v době prodlení v zinkové lázni nevyvolá křehký lom LMAC. Je tedy zřejmé, že způsob namáhání materiálu v okamžiku nukleace trhliny a krátce před tímto okamžikem musí být drastičtější. Při bližším zkoumání charakteru konstrukce postižené trhlinou LMAC a místa na konstrukci, kde se vada objevuje, lze dospět k poznatku, že v řadě případů jsou postižené vruby situovány na spodní straně horního podélníku a k nukleaci trhliny LMAC dochází při dosažení mezního stavu podle třífázového modelu (obr. 15).

I. FÁZE PHASE I

Hypothesis of 3-phase model of LMAC nucleation It is shown that neither reaching the steel yield strength point nor plastic deformation of critical element during submersion in zinc bath do not result in LMAC occurrence. It is therefore obvious that the stress applied on material at crack nucleation or right before must be much more drastic. More closer research in character of parts affected by LMAC and their exact location in construction where the defect was found we may conclude that in many cases the affected notches are situated on the bottom side of upper runner and LMAC nucleation occurs at reaching the limit state based on 3-phase model (fig. 15).

II. FÁZE PHASE II

III. FÁZE PHASE III

Obr. 15 – Třífázový model nukleace trhliny LMAC – kritický koncentrátor napětí je nejprve namáhán významným tahovým napětím (popř. + ohybové), které je vystřídáno pěchováním materiálu a následuje opět namáhání v tahu. Fig. 15 – 3-phase model of LMAC nucleation – critical stress raiser is firstly stressed by significant tensile stress (eventually + bending) followed by material tamping and then tensile stress again.

Namáhání oceli při třífázovém modelu (3F-model) je spojeno se vznikem a pohyby dislokací. Důležitým spolupůsobícím negativním faktorem je škodlivý vliv vodíku, který do oceli intersticiálně difundoval při moření a v místech imperfekcí rekombinuje. Kombinace materiálů se značně rozdílnou tloušťkou stěny v takovém uspořádání, kdy masivním materiálem je ten, který se na dané konstrukci prohřívá jako poslední, významně zvyšuje náchylnost k nukleaci trhlin LMAC. Hypotéza 3F-modelu poskytuje rovněž vysvětlení, proč trhliny LMAC mají charakter zbrzděného lomu, neboť k němu dochází až ve třetí fázi, kdy horní prvek vlastně trhá sám sebe, lom tedy nemůže zasáhnout celý průřez horního podélníku.

Steel stressing under 3-phase model is associated with occurrence and movement of dislocations. An important coacting negative factor is a harmful effect of hydrogen interstitially diffused into steel during pickling, recombining in areas of imperfections. Combination of materials with significantly different thickness, where the most massive is material that is heated as last, considerably increases the probability of LMAC occurrence (LMAC nucleation risk). The hypothesis of 3-phase model also explains why cracks have a character of retarded fraction because they occur in phase 3 where the upper element is practically tearing itself and therefore the fraction cannot hit the whole cross-section of upper runner.

69


Klasifikace trhlin vznikajících při žárovém zinkování Pro křehké lomy je charakteristická nízká spotřeba energie. Při nestabilním porušování roste trhlina náhle, nekontrolovaně, a to účinkem nahromaděné elastické energie. K iniciaci trhliny zpravidla dochází z vad metalurgického nebo technologického původu nebo z konstrukčních či technologických vrubů. Náhlý křehký lom vzniká při napětích nižších, než je nominální mez kluzu, a to za podmínek nestabilního růstu lomové trhliny, který probíhá přibližně rychlostí šíření zvuku v daném materiálu.

Classification of cracks occurring in hot dip galvanizing Brittle cracks are characteristic by low energy consumption. Cracks are evolving suddenly, without any control, by effect of cumulated elastic energy. Crack are usually initiated from metallurgical or technology defects or design or technology notches. Sudden brittle crack may occur at lower stress than the nominal yield strength under the conditions of non-stable growth of crack that proceeds at approx. speed of sound in the relevant material.

Trhliny vzniklé při žárovém zinkování mívají různý charakter a podle identifikovatelných příčin jejich vzniku je možné klasifikovat je do základních skupin: • trhliny LMAC typu A, k jejichž nukleaci dochází v důsledku vystřídání tahu, pěchování a opětovného tahu v postiženém prvku; • trhliny LMAC typu B, k jejichž nukleaci dochází v důsledku vystřídání, pěchování a následného tahu v postiženém prvku; • trhliny s příčinou ve svaru; • trhliny s příčinou v materiálu zinkované součásti; • trhliny s obtížně stanovitelnou příčinou jejich vzniku.

There may be various cracks from hot dip galvanizing. They are classified by identifiable causes as follows: • LMAC of “A” type – their nucleation results from changeover between drawing, tamping and repeated drawing of material affected; • LMAC of “B” type – their nucleation results from changeover between tamping and subsequent drawing of material affected; • cracks with a cause in weld; • cracks with a cause in galvanized part material; • cracks with hardly identifiable cause of occurrence.

V závislosti na možných okolnostech a příčině vzniku trhliny pak je nutné volit různá odpovídající opatření pro snížení rizika vzniku trhliny. Pokud jde o trhliny s příčinou ve svaru nebo v materiálu zinkované součásti, opatření na straně zinkovny jsou již obvykle málo účinné, vzniku takové trhliny v zinkovně nelze spolehlivě předcházet. Pro předcházení vzniku trhlin LMAC typu A nebo B existuje důležitá empirická zkušenost, že trhlinami LMAC jsou častěji postihovány součásti provedené z vysokopevnostních ocelí, zatímco u dílců provedených z konstrukčních ocelí obvyklé jakosti (do S235) se trhliny LMAC vyskytují zřídka. Obecně je tato skutečnost přisuzována zvýšené náchylnosti ocelí vyšších jakostních tříd k LMAC. V aspektu zvýšené náchylnosti sehrává zásadní roli skutečnost, že: • napětí v žárově zinkovaných dílcích dosahuje meze kluzu materiálu; • trhliny vycházejí vždy z koncentrátoru napětí.

Depending on circumstances and cause of crack occurrence, various measures may be adopted to reduce the risk of cracking. As for cracks caused by welded joint or galvanized part material, measures adopted in galvanizing facility are usually not effective – these cracks are unavoidable in galvanizing facility. As for LMAC of “A” or “B” type, there is an important empiric experience – LMAC most often hit parts made of high-strength steel. On the other hand parts made of structural steel of standard quality (up to S235), LMAC is very rare. In general this is attributed to higher tendency of high-quality steels to LMAC. In this respect the decisive is that: • stress in hot dip galvanized parts reaches the material yield strength; • cracks always come out of stress raiser.

U zinkovaného dílce provedeného z jakostní oceli s vysokou mezí kluzu má stav jeho napjatosti nepochybně vyšší úroveň než u dílce provedeného z oceli obvyklé jakosti s nízkou nominální mezí kluzu. Pro vznik trhliny v technologickém vrubu (svar) má zásadní význam kvalita provedení svaru a jakost přídavného materiálu. Jakost základního materiálu při tom ovlivňuje míru stavu napjatosti dílce. Za předpokladu že jsou za identických podmínek zinkované dvě součásti provedené z ocelí různých jakostních tříd, pak v kritickém vrubu dílce provedeného z oceli s vyšší mezí kluzu je vyšší míra nahromaděné energie, než v dílci provedeném méně jakostní oceli, u níž po dosažení meze kluzu už napětí výrazně nevzrůstá.

70

Galvanized part made of high-quality steel with higher yield strength is more stressed than part made of standard quality steel with low nominal yield strength. Cracking in technological notch (weld) is mainly affected by quality of weld as well as quality of auxiliary materials. The base material influences the level of stress. When two parts made of various steel grades are galvanized under identical conditions, the part made of steel with higher yield strength would show higher accumulated energy in critical notch than the part made of steel of standard quality (its level of stress is not increasing significantly after the yield strength point is reached).


Tepelná roztažnost Maximum teplotního napětí vyvolaného v zinkované součásti je přímo úměrná rozdílu teplot při postupném ponořování dílce do zinkové taveniny. Lineární závislost platí rovněž mezi napětím a poměrným prodloužením, stejně jako mezi teplotou a poměrným prodloužením.

Thermal expansion Maximum thermal stress evoked in galvanized part is directly proportional to difference of temperatures at gradual submersion of part into zinc bath. Linear dependency is also between stress and relative elongation, as well as between temperature and relative elongation.

Křivka průběhu teplotní dilatace Velmi důležitou informaci pro posuzování dějů probíhajících v tělese ponořovaném do tekutého kovu může poskytnout křivka průběhu teplotní dilatace prismatu ponořeného do zinkovací lázně. V dostupné literatuře nejsou tyto křivky popsány. Náš další výzkum fenoménu LMAC byl proto zaměřen na získání této důležité informace. Po zvážení různých možností snímání posunů krajních bodů prizmatu byl navržen přípravek podle obr. 16, který byl použit tak, že měřený nosník s průřezem I byl ponořen do poloviny výšky stojiny. Rozdílné působení tepla na spodní ponořenou pásnici a část stojiny, ohřívané přímým přestupem tepla z taveniny do nosníku jeho stěnou,a na horní část nosníku, ohřívanou sáláním, vyvolalo jeho průhyb. Změna geometrie nosníku v čase byla snímána prostřednictvím posuvů bodů na ramenech uchycených na nosník ve svislé rovině kolmo k jeho podélné ose. Zjištěný časový průběh poměrné deformace spodní pásnice nosníku je na obr. 17. Z průběhu křivky je zřejmé, že v první fázi jsou přírůstky délky tyče poměrně nízké. Po dostatečném prohřátí tyče rychlost prodlužování vzrůstá a má přibližně lineární průběh. V závěru se opět zpomaluje. Po dosažení maxima délky došlo k pěchování materiálu spodní pásnice nosníku, která se zkrátila.

Thermal dilatation curve Quite important information for assessment of processes running in a workpiece submerged into molten metal may be obtained from the curve of thermal dilatation of a prism submerged into zinc bath. The available reference materials do not describe these curves though. Our next research into LMAC phenomenon would be therefore aimed at this important source of information. Upon considering various options for sensing of movement of edge points of prism, a fixture was designed as shown in Fig. 16 and used in a way so that the measured I-beam was submerged up to half of ridge into zinc bath. Different influence of heat on bottom submerged part and part heated by direct transfer of heat from zinc bath and on the upper part heated by radiation caused its deflection. The change of beam geometry over time was monitored by movement of points on arms fitted to beam vertically to its longitudinal axis. The process of deformation of bottom part of beam is shown in Fig. 17. From the curve it is obvious that during the first phase the length increments are rather low. Upon adequate heating the speed of prolongation increases and is almost linear. At the end the speed of rod prolongation slows down again. With the maximum length reached, bottom flange of beam was tamped which resulted in shortening.

Obr. 16 – Přípravek k měření časového průběhu přetvoření pásnice nosníku ponořeného do poloviny výšky stojiny do tekutého kovu Fig. 16 – Fixture for measuring of time history of beam transformation after being submerged to half of ridge into molten metal

71

poměrná deformace f [–] relative deformation f [–]


čas prodlení v zinkové lázni t [s] time of submersion in zinc bath t [s]

Obr. 17 – Časový průběh poměrného prodloužení spodní pásnice nosníku ponořeného do poloviny výšky stojiny Fig. 17 – Time history of relative elongation of bottom flange of beam submerged to half of ridge into zinc bath Kontrola úrovně teplotní napjatosti Pokud připustíme, že příčinou vyšší náchylnosti k LMAC u dílců provedených z vysokopevnostních ocelí je především vyšší úroveň teplotní napjatosti vyplývající z vyšší hodnoty jejich meze kluzu, pak lze často vhodně nastavenými podmínkami zinkování (poloha dílce, rychlost ponořování) zajistit, aby úroveň proměnné teplotní napjatosti nepřekročila úroveň, která je dosažitelná v součástech provedených z ocelí s nízkou hodnotou meze kluzu. Úroveň teplotní napjatosti v dílci je úměrná rozdílu teplot mezi jeho nejteplejším a nejchladnějším prvkem. Tuto závislost je možné pro rámový nosník graficky znázornit diagramem (obr. 18) se dvěma křivkami, kdy křivka vpravo popisuje časový průběh velikosti poměrné deformace spodního podélníku a křivka vlevo platí pro horní podélník rámu. Stejný tvar křivky vyjadřuje i nárůst napětí v příslušném prutu a vztažné teploty. Vztažná teplota je definovaná jako taková její hodnota, která by v homogenním teplotním poli v prutu vyvolala stejné poměrné prodloužení, jakého bylo dosaženo v teplotním poli s gradientem. Tak je možné pro předem stanovenou úroveň vztažné napjatosti v dílci (rozdíl vztažných teplot spodního a horního podélníku) ověřit, zda reálné uskutečnit ponor v potřebném časovém intervalu. Vztažná napjatost je definována jako poměrná úroveň stavu napjatosti v dílci vyvolaná určitou deformací. Je-li u etalonu velikost dosažitelné deformace vyvolané tepelnou roztažností limitována mezí kluzu, u kontrolovaného dílce lze stejnou míru deformace kontrolovat omezením teploty mezi chladnou a prohřátou částí. Zvolíme-li například za etalon dílec provedený z oceli S235, nominální meze kluzu je dosaženo při rozdílu vztažných teplot cca 186 Kmezi chladnou a prohřátou částí. U dílce stejného tvaru, ale provedeného z vysokopevnostní oceli (např. S460) je tedy v čase 50 s dosaženoúrovně vztaž-

72

Thermal stress level check If we admit that higher tendency to LMAC of parts made of high-quality and high-strength steel is mainly caused by higher level of thermal stress resulting from higher level of yield strength, it is possible to assure – by means of suitably set conditions of galvanizing (position of part, speed of submersion) – that the level of thermal stress will not exceed level achievable in parts made of standard quality steel (with lower yield strength). The level of thermal stress in a part is proportionate to difference between temperatures of the hottest and coldest section of it.This dependency may be shown by diagram (Fig. 18) with two curves – the right curve shows time history of relative deformation of bottom runner while the left side shows deformation of upper runner of the beam. The same shape of curve represents the increase in stress and related reference temperature. The reference temperature is represented by value of temperature that would – in a homogenous temperature field – invoke the same relative elongation as achieved in temperature field with gradient. In this way it is possible to verify for the predetermined level of part temperature stress (difference between reference temperatures of lower and upper runner) whether it is feasible to execute submersion within the required time interval. Reference stress is defined as a relative level of stress in a part resulting from certain deformation. If the extent of deformation achievable in a part due to thermal extension capacity limited by yield strength, the same level of deformation may be controlled in the same part by limiting the temperature between cold and heated part. For example if the part selected is made of S235 steel, nominal yield strength is reached at the difference of reference temperatures of approx. 186 K between cold and heated section.Part of the same shape, but made of high-strength

změna vztažné teploty prutu Dt [K] bar reference temperature change Dt [K]


doba prodlení v lázni t [s] time of submersion in zinc bath t [s]

Obr. 18 – Graf průchodu rámu hladinou Zn lázně Fig. 18 – Graph showing frame passage through

Obr. 19 – Nástroj pro kontrolu náchylnosti k LMAC Fig. 19 – Tool for checking the tendency to LMAC Zn bath surface

né napjatosti 235 MPa, a to při rozdílu vztažných teplot 186 K mezi chladnou a prohřátou částí (obr. 18). Uvedené závislosti je možné využít k odvození nástroje pro kontrolu náchylnosti k LMAC (obr. 19).

steel (e.g. S460), reaches the stress of 235 MPa at time 50, at the difference of reference temperatures of 186 K between cold and heated section (Fig. 18). These dependencies may be used to induce a tool for checking the tendency to LMAC (Fig. 19).

ZÁVĚR

Provedený výzkum ukázal, že u vzorků z jakostních ocelí s vysokou hodnotou nominální meze kluzu, které nejsou postiženy konstrukčními nebo technologickými vruby, je možno při kontaktu s tekutým kovem a rovnoměrném namáhání dosáhnout velkých plastických přetvoření, aniž by došlo ke křehkému lomu. Rozbor průběhu proměnné teplotní napjatosti naznačuje, že konstrukční dílce provedené z jakostních ocelí jsou při žárovém zinkování vystaveny vyšší úrovni namáhání. Pro riziko vzniku trhlin LMAC se úroveň zbytkového napětí vneseného do dílce v předchozích operacích před žárovým pozinkováním jeví jako málo významná. Spíše než o zvýšené náchylnosti k LMAC je u vysokopevnostních ocelí lépe hovořit o vyšším riziku z důvodu možnosti dosažení vyšší úrovně vztažné napjatosti při žárovém zinkování. Hypotéza třífázového modelu, opírající se o známé fyzikální principy, podává srozumitelné vysvětlení principu nukleace trhlin LMAC. K dosud neprokázané hypotéze o korozním praskání pod napětím nabízí alternativní pohled na daný problém. Časový průběh prohřívání a rozpínání jednotlivých prizmatických prvků konstrukce je parametr, kterým lze charakterizovat proměnný stav napjatosti ocelového dílce ponořeného do zinkové taveniny a rychlost hromadění energie v kritickém vrubu, a tak usuzovat na míru rizika nukleace trhliny LMAC.

CONCLUSION

The research acknowledged that samples made of steel with higher nominal yield strength, with no design or technology notches, considerable plastic deformations may occur at contact with molten metal and under uniform stress without cracking. The analysis of variable thermal stress revealed that parts made of high-grade steel are – after hot dip galvanizing – exposed to higher level of stress. With regard to LMAC occurrence, the level of residual stress introduced into parts during operations prior to hot dip galvanizing seems to be insignificant.Better than higher tendency of high-strength steel to LMAC, we should refer to higher risk due to potential of reaching higher level of relative stress during hot dip galvanizing. The 3-phase model hypothesis based on the well-known physical principles gives a comprehensible explanation of LMAC nucleation principle. Besides the so far unproved hypothesis on corrosive cracking under stress it provides an alternative view on the issue. Time history of heating and expansion of individual prism elements is the parameter that may be used to characterize variable state of steel part stress submerged into zinc bath and speed of energy accumulation in critical notch, allowing to estimate the level of LMAC nucleation risk.

Translated by: Překlady a tlumočení Hradilová

73

20. konference žárového zinkování října 2014 hotel NH Prague, Praha

Recommend Documents