i. Vliv zvýšených teplot na vlastnosti ocelí

Creep (kríp) – tečení i. Vliv zvýšených teplot na vlastnosti ocelí ii. Zkoušení creepového chování iii. Charakteristiky odolnosti materiálu vůči creepu iv. Deformace a lom při creepu v. Parametry ekvivalence teploty a času vi. Spolupráce materiálového inženýra a konstruktéra při vývoji lopatek turbiny tryskového letadla 1

Vliv zvýšených teplot na vlastnosti materiálů

ODS oceli Intermetalika TiAl

2

Vliv teploty na tahový diagram oceli Nízkouhlíková ocel

3

Vliv teploty na tahový diagram oceli Nízkouhlíková ocel

do 350°C – postupně mizí výrazná mez kluzu – hodnota Re klesá – deformace pohybem dislokací nad 350°C – zaniká výrazná mez kluzu – tvar tahového diagramu výrazně ovlivňuje jak teplota, tak i rychlost zatěžování – deformace difusí atomů – dochází k jevu označovanému jako tečení - creep 4

Co to je creep Creep - pomalá plastická deformace materiálu vyvolaná dlouhodobým působením teploty a času.

Deformace

Creep

ε t = ε el + ε pl = f (σ )

ε pl = f (σ ,T , t ) 5

Co to je creep Homologická teplota

provozní teplota [K ] teplota tavení [K ]

Creep je významný za teplot >(0,3 až 0,5) Výjimka niklové superslitiny ≈ 0,75 Uhlíková ocel ≈ 350°C Parní turbina ≈ 550°C (P91 ≈ 610°C) Turbodmychadlo ≈ 850°C Vlákno žárovky ≅ 2 000°C

6

Co to je creep

7

Zkoušky creepového chování předpokládaná životnost součásti za zvýšených teplot je 100 000 h = 11 let, v laboratoři se provádí zkoušky asi 10% životnosti tj. 10 000 h = více než rok.

ε&SC

 Q  = Aσ exp −   RT  n

n = 1 difusní creep; n > 1 dislokační creep 8

Zkoušky creepového chování

Měkké zatížení - potrubí

Tvrdé zatížení - šrouby 9

Zkoušky creepového chování Schéma zkušebního stroje na creepové zkoušky při konstatntním zatížení (napětí)

10


Měří se: - deformace na čase - doba do lomu

11


1 y= L0 + x

M .L0 π .ρ

Andradeho zkouška tečení při konstantním skutečném napětí během rovnoměrné deformace zkušebního tělesa

12

Zkoušky creepového chování Měřené charakteristiky:

- doba do lomu - závislost deformace na čase

13


Charakteristiky odolnosti vůči creepu Charakteristiky odolnosti materiálu vůči creepu: Mez pevnosti při tečení (σ σr) RTP MPa teplota / čas do lomu Mez tečení (σ σA1) RT MPa teplota / velikost deformace/čas deformace RELAXACE Výchozí napětí RR MPa /teplota Zbytkové napětí RRZ MPa /teplota /čas zkoušky 15

Charakteristiky odolnosti vůči creepu příklady

Mez pevnosti při tečení RTP P265H (11 418) R e = 265 MPa ;

R m = 450 MPa

σ r = MPa / °C / hod = 165 / 380 / 10 5

Mez tečení RT P265H (11 418) Re = 265MPa;

Rm = 450MPa

σ A1 = MPa / °C / % / hod = 132 / 380 / 1/ 105 16

Charakteristiky odolnosti vůči creepu příklady

Relaxace – výchozí a zbytkové napětí 13CrMo4-5 (15 121) RR = MPa / °C

RRZ = MPa / °C / hod

RR = 140 / 500

RRZ = 10 / 500 / 2.103

17

Charakteristiky odolnosti vůči creepu Určování creepových parametrů

ε&SC

 Q  = Aσ exp −   RT  n

18

Charakteristiky odolnosti vůči creepu Určování creepových parametrů

ε&SC

 Q  = Aσ exp −   RT  n

1/T 19

Deformace a lom při creepu Příčinou creepu je difuse atomů mřížky pod účinkem napětí a zvýšené teploty. - viskózní creep - creep polymerů - difúzní creep - dislokační creep

n=1 n≈1 n≈1 n = (3-8)

mechanismy  Q    RT 

ε&SC = Aσ n exp−

U kovových materiálů - dva typy tečení: - difusní creep - dislokační creep 20

Deformace a lom při creepu Difusní creep

21

Deformace a lom při creepu Difusní creep

Difuse probíhá objemem zrn (nižší napětí, vysoká teplota)

Herring Nabarro

ε&SC =

σA1 d2

DG

Difuse probíhá po hranicích zrn Coble (nižší napětí, nižší teplota)

ε&SC =

σA2 d3

DB 22

Deformace a lom při creepu Dislokační creep

šplh dislokací 23

Deformace a lom při creepu Dislokační creep

n & ε SC = A3σ DG ; (n ≈ 3 až 8 )

24

Deformace a lom při creepu Mapy deformačních mechanismů

25

Deformace a lom při creepu Příklad AISI 316 (16Cr-13Ni-2,5Mo) Mapy deformačních mechanismů

26

Deformace a lom při creepu Lom při creepu

27

Deformace a lom při creepu Pokluzy po hranicích - vznik kavit Lom při creepu

28

Deformace a lom při creepu Lomová mapa

Ponaučení: hranice kolmé na směr působícího napětí jsou nežádoucí

29


Parametry ekvivalence teploty a času Laboratoř (1-2 roky) – provoz (10-20let)

31

Parametry ekvivalence teploty a času

Nejčastěji uváděné parametry ekvivalence teploty a času: Sherbyův – Dornův Larsonův – Millerův Mansonův - Haferdův

32

Parametry ekvivalence teploty a času Při zkoušce i provozu je stejné napětí - Sherby & Dorn

ε&sc

Q − e RT

dε sc = = A(σ ) dt

Q − e RT dt

dε sc = A(σ ) Po integraci a úpravě (Vypuštění integrační konstanty = zanedbání primárního stadia)

ε sc θ= = A(σ )

Q − t .e RT 33

Parametry ekvivalence teploty a času Sherbyův – Dornův parametr σc=27,6 MPa

34

Parametry ekvivalence teploty a času Q Sherbyův – Dornův parametr − ε Q PSD = log θ = log t − 0 ,217 T R = 2cal / kmol ; _ log10 e = 0,434

θ=

sc

A(σ )

= t .e

RT

Pro oceli Q ~ 90 000 cal/mol

Potřebná znalost aspoň jedné dvojice bodů

35

Parametry ekvivalence teploty a času Sherbyův – Dornův parametr Příklad

PSD

Q = logθ = log t − 0,217 T

Součást vyrobená z legované oceli je vystavena tahovému napětí 150 MPa. Jaká je nejvyšší teplota, při které bude součást funkční alespoň 40 dní? V laboratoři došlo k lomu po 260 hodinách za teploty 530°C (Při výpočtu použijte bezpečnostní faktor 10)

PSD = log (260) − 0 ,217

(90000)

(530 + 273)

Pro oceli Q ~ 90 000 cal/mol

= −21,91

0 ,217.Q 0 ,217.90000 T= = = 754[K ] = 481[°C ] log (t ) − PSD log (40.24.10) − (− 21,91) 36

Parametry ekvivalence teploty a času Larson - Millerův parametr Q logθ = log t − 0,217 ; T substituce logθ = −C 0,217Q − C = log t − T PLM = 0,217Q = T [log t + C ]

Potřebná znalost aspoň jedné dvojice bodů 37

Parametry ekvivalence teploty a času Larson - Millerův parametr Příklad – předchozí, řešený podle PLM

PLM = T [log t + C ] = (530 + 273)[log 260 + 20] = 18.10

3

PLM 18.10 3 T= = = 715[K ] = 478[°C ] log (t ) + C log (40.24.10 ) + 20

38

Parametry ekvivalence teploty a času Mansonův - Haferdův parametr předpokládáme, že závislost log(t) vs T za vysokých teplot je přímková

Potřebná znalost aspoň jedné dvojice bodů

PMH

T − Ta = log( t r ) − log( t a )

39

Spolupráce materiálového inženýra a designéra Vývoj lopatek turbiny tryskového letadla Zvýšení účinnosti: - 50 léta vstupní teplota 700°C o 25 let později 1350°C další důvod ke zvyšování vstupní teploty byl výkon na jednotku hmotnosti motoru

40

Spolupráce materiálového inženýra a designéra Vývoj lopatek turbiny tryskového letadla

Požadavky kladené na materiál lopatek turbiny

Odolnost vůči creepu Odolnost vůči vysokoteplotní oxidaci Houževnatost Odolnost vůči tepelné únavě Teplotní stabilita struktury

41

Spolupráce materiálového inženýra a designéra Vývoj lopatek turbiny tryskového letadla

Materiál: superslitiny na bázi Ni (Nimonic, Inconel) Požadavky: při startu napětí 250 MPa, teplota 850°C, 30 hod max. deformace ε ≈ 0,1% Prvek Ni Co W Cr Al Ta Mo C hm.% 60 10 10 10 5 2,5 0,25 0,15 a) b) c)

Co nejvíce atomů do tuhého roztoku (Co,W,Cr) Tvrdé stabilní částice (Ni3Al; Ni3Ti; MoC; TaC) Vytvořit na povrchu ochranný film (Cr2O3)

Slitina je velice tvrdá, teplota tání 1280°C a používá se do 850°C. 42

43

44

45

Jaké nové materiály? Kompozity a In-situ komposity

Matrice Ni Co Ni3Al Co Nb TiAlNb

vyztužující fáze TaC TaC Ni3Nb Cr7C3 Nb2C

geometrie vyztužující fáze vlákna vlákna destičky vlákna vlákna 46

Spolupráce materiálového inženýra a designéra Vývoj lopatek turbiny tryskového letadla Oxidation Stability

"Usable" Strength (Breaking Length of a Wire)

Oxidation Protective Coatings Required

Single Crystals

Titanium Composites

Conventional Titanium Alloys

Graphite C/C

Ceramics/Graphite

Superalloys

Aluminium Alloys Aluminium Composites Advanced Titanium Alloys

500

γ-Titanium Aluminide Based Alloys

DispersionStrengthened Superalloys PM 1000, PM 2000

1000

Temperature [°C]

Refractory Metals

1500

2000 47

i. Vliv zvýšených teplot na vlastnosti ocelí

Recommend Documents