Konstrukční a materiálová problematika lopatek koncových stupňů parních turbín pro klasické a jaderné elektrárny

Konstrukční a materiálová problematika lopatek koncových stupňů parních turbín pro klasické a jaderné elektrárny

O-A

Československá společnost nauky o kovech ČSAV - plzeňská • skupina Závodní pobočka ČVTS - ÚYZŮ, o.p. Škoda Píseň

S y m p o s i u m :

• 77

Odborný garanti

proť.Ing. Jaroslav Koutoký, DrSo. - VŠSE f- • Plsen

Píseň - říjen 1976

O - B

O B S A H t

h

H

l.přednáška - Ing.Josef Drahý,CSc. - záv.Turbiny, o.p.Škoda „Konstruktérský pohled na problematiku lopatek koncových stupňů parních turbin pro klasické a jaderné elektrárny" 2.přednáSka - prof.Ing.Jaroslav Koutský.DrSc - VŠSE Plzeň Ing. Václav Pechman - ÍJVZtJ o.p.Škoda Plzeň „Materiálová a metalurgická problematika koncových lopatek pro klasické a jaderná elektrárny" 3,přednáška - RMDr Petr Lukáš,CSc., prof.Ing.Mirko KlesniltBrSc« tíFM - ČSAV Brno „Lomová mechanika a její použití pro výběr materiálů na koncové lopatky parních turbin1* 4.přednáika - Ing.Petr Kasalický - ÚVZÚ o.p.Škoda Plzeň , ,.Aplikace metod lomové* mechaniky na hodnooení lopatkových ocelí"

Ing. Josef Drahý CSc Skoda o.p. ' závod Turbiny

1-1

PROBLEMATIKA KONCOVÝCH LOPATEK PARNÍCH TURBIN FRO KLASICKÉ A JADERNÉ ELEKTRÁRNY Z POHLEDU KONSTRUKTÉRA

ÚVOD -Charakteristickým rysem soudobého vývoje velkých parních turbin je trvlé zvyšování jejich jednotkového výkonu. Předpovědi o rozvoji tepelných elektráren zpracované před asi 20 léty předpokládply zvySování ekonomie využití ppliv především v důsledku trvalého zvyšování parametrů, tj. tlaku a teploty-vstupní resp. přihřáté páry při současném zvyšování jednotkového-výkonu. Ze známých důvodu souvisejících především s-vlastnostmi žárupevných ocelí pro hlavní díly turbin, s provozní spolehlivostí a pružností se z těchto předpovědí realizuje-jen zvyšování výkonu jednotek a to.v jaderných elektrárnách mnohem rychleji než v elektrárnách na fosilní paliva. . • Jedním z nejdůležitějších elementů.velkých parních turbin, . který rozhoduje o velikosti mezného výkonu jsou lopatky koncového stupně NT dílu. Při omezení počtu dvouproudových NT dílů na 3 u turbin pro konvenční elektrárny a na 4 u turbin pro jaderné - . elektrárny pracující s otáčkami 3 000 l/min., zustává-průřez koncového stupně limitujícím frktorem hlavně u turbin pro jaderné elektrárny s lehkovodními reaktory, kde hmotnost 'páry vystupující, z turbiny je s ohledem na nízké stavy.vstupní páry přibližně dvojnásobné než u turbin stejného výkonu pro konvenční - elektrárny -- . s.přihříváním páry. Pro kvantitativní předstpvu o podmínkách koncového stupně vyvíjené turbiny-1000 KW na sytou.páru,.jejíž řez. je v obr. 1 lze uvést, že celkový objem páry vystupující z lopatek koncových stupňů; vše^h 8 proudů do kondenzátoru.je cca 22 500 nr/sec. (při tipku 62 mbar), obvodová.rychlost lopatek . koncového F tupne je velmi blízká oHecffiové-rychloFti nejmoderně j-. ších dopravních nadzvukových letadel (jako např. TU 144) a přenášený výkon jedni* koncový* •wapom dořahuja až 300 kW. .

- 2 - 1

V^voj lopatek koncových stupňů velkých parních turbin patří k nejnáročnějším problémům ve stavbě těchto strojů.. Vyžaduje týmovou spolupráci skupiny specialistů z oborů statické a dynamické pevnosti, aerodynamiky, materiálu a technologie výroby. Sada parametrů z hlediska uvedených vědních oborů je na mézných hodnotách, výsledek práce týmu je potom optimálním kompromisem z hlediska zajištění provozní spolehlivosti, dokonalosti přeměny energie,' životnosti a náročnosti z hlediska výroby. Přitom použitý materiál hraje téměř rozhodující úlohu, nebot jednotlivé vývojové stupně v období posledních 20 roků byly vždy podmíněny vývojem nového typu materiálu s dokonalejším souborem vlastností, jež jsou z hlediska lopatek rozhodující. Hlavní problémy komplexního řešení lopatky koncového stupně lze odděleně klasifikovat takto: - mechanické problémy, zahrnující velikost statického namáhání, upevnění lopatek v rotoru, volbu materiálu lopatek, technologii výroby a opracování; - aerodynamické řešení koncového stupně - jako celku i jednotlivých profilů; - vzdornost proti erozi, způsobené vodními kapičkami v mokré páře; - dynamické problémy zahrnující chvění lopatek, odstranění rezonančního kmitání a snížení dynamického namáhání lopatek. V uvedeném rozdělení budou postupně rozebrány jednotlivé problémy v následujícím textu, ^ředem je však nutné zmínit se o celkové koncepci, tedy filosofii přístupu k řešení lopatek koncových stupňů. FILOSOFIE

ŘEŠENÍ. DLOUHÝCH

KONCOVÝCH

LOPATEK

.

' •

Na příkladu vývoje lopatek koncových stupňů parních turbin SKODA lze ukázat na filosofii koncepce řešení v různých časových údobích a vysvětlit, čím je ovlivněna. £lj V obr. 2 jsou sestaveny koncové stupně používané v údobí posledníph 20 let. Kromě délky lopatky jsou vyneseny i další

-3-1

charpkteristické údeje a též rok, kdy byla resp. bude lopatka poprvé použite. Zvláště důležitý z hlediska filosofie přístupu k ŕeäer.í je tfdpj o odstředivé síle jedné lopatky. Volba délek lopatek není nahodilá. Jsou voleny tak, aby poměr výstupních průřezů dvou po sobě následujících stupňů ležel v rozmezí 1,25 ... 1,35. První v tabulce uvedené lopatky o délce listu 480 mm resp. 570 tyly řešeny pro dvouproudové NT díly turbin 55 MW a 110 MW a použity poprvé před rokem I960. Koncepce řešení byla ovlivněna především vlastnostmi materiálu disků skládaného NT rotoru i materiálu lopatek, jež vedly k omezení odstředivé síly lopatek a dále možnostmi upevnění lopatek v disku při používané technologii a konstrukci vidličkových kolíkovaných nožek. Jedná se o ..měkké lopatky", poměrně lehké konstrukce, jejichž nevýhodou je větší počet vlestních kmitočtů v pásmu nízkých harmonických a vyšší ohybová namáhání od tlaku páry, což vylučuje použití těchto lopatek při větším hmotovém průtoku páry. Lopatky obou uvedených stupňů byly vyráběny z 13 % chromové oceli typu AK 1, resp. AK 2. , Další krok vývoje představuje řešení ..tuh.vch lopatek" v období šedesátých let, z nichž nejprve - s ohledem na realizační potřebu - byla řeSena lopatka o délce liatu 840 mm pro dvouproudov,1/ NT díl lurbíny 200 MW, později lupatke 715 mm pro koncový stupeň teplárenské turbiny 135 MW. K dizpozici byl již materiál o vyšší mezi kluzu pro disky a v (ÍVZÚ Škoda byla na základě zfidání výrobce turbin vyvinuta nová ocel Škoda T 60, bez které nebylo možno k výrobě obou těchto typů přikročit s ohledem na hladinu statických namáhání. Bylo téí? změněno upevnění lopatek v disku přechodem na technologicky náročnější stromečkový přímý závěs, zasouvaný šikmo do oběžného kola. Tyto lopatky mají rozsáhlejší oblast použití, tj. jsou vhodné i pro větší hmotnostní průtok, • o čemž svědčí použití lopatek o délce listu 840 mm též u turbin 220 MW ňa sytou páru a u turbiny 500 MW pro elektrárnu Mělník III. Snímek „měkkých" lopatek koncového stupně turbiny 55 MW (délka listu 480 mm) je v obr. 3. První vyrobené stupně s těmito lopatkami absolvovaly již cca 100 000 provozních hodin. V dalším obr. 4 jsou „tuhé" lopatky koncového stupně teplárenské turbiny 135 MW Araager (Dár.Jko) o délce listu 715 mm.

-4-1 t;'

Třetí, současnou etapu vývoje představují „robustní lopatky" s délkou listu nad 1 000 mm, u nichž odstředivá síla jediné lopatky při jmenovitých otáčkách dosahuje několiks set tun. Jedná se o lopatky, jež budou používány u turbin na sytou páru pro jaderné elektrárny s jednotkovým výkonem 500 MW a vštSím a u velkých turbin pro klasické elektrárny (pokud dojde k jejich realizaci). Nově vyvinutá lopatka koncového stupně musí být s ohledem na náročný a nákladný vývoj a potřebu dostatečně dlouhé provozní doby pro ověření její provozní spolehlivosti - použitelná u nových strojů po dobu alespoň 10 ... 15 let. Jak ukazuje světový trend, lze v budoucnu očekávat zhoršování vakua velkých turbin v důsledku nedostatku chlrdící vody pro chlazení parních elektráren, což ne jedné streně umožňuje zvýšení mezného výkonu pro určitý výstupní průřez, na druhé straně,s ohledem na zvýšený hmotnostní průtok, vyžaduje velmi robustní-lopatky. První z „robustních" lopatek má délku listu 1 050 mm, odstředivou sílu listu 213 tun. Snímek modelu lopatky je v obr. 5. Ve výrobě je sada lopatek pro pokusné plně olopatkované kolo, , určené k měření spektra dynamických vlastních kmitočtů. Aktivní lopatky budou vyrobeny z nové vysokopevnostní oceli s mezí pevnosti 980 MPa, vyvinuté opět v ÚVZÚ Škoda a budou poprvé použity zřejmě u turbiny 500 MW na sytou péru. Dalším typem v robustní koncepci je lopatka s délkou listu 1 300 mm, jež je ve vývojovém stadiu. S ohledem na nepříznivý poměr mezi měrnou hmotností a pevností nelze k výrobě těchto lopatek použít vysokopevnostní ocel, je nutný, přechod na titanovou slitinu s příznivějším poměrem obou hodnot. Použití těchto iopatek je předpokládáno od roku 1985. Oba typy jsou upevněny v rotoru obloukovou stromečkovou nožkou. Velké odstředivé síly robustních lopatek vylučují další použití skládpných NT rotorů z jednotlivých za tepla nasazených disků s ohledem na velikost namáhání v centrálním vývrtu disku. . Vynutily si vývoj svařovaného rotoru NT z nevrtaných disků, ne* bot řešení s celokoveným rotorem není schůdné v čs. metalurgické základně. Koncepce lopatky koncového stupně tak ve značné míře ovlivňuje koncepci řešení celého NT dílu mezního rozměru..

ľ *• I 'r í [; [ f,

-5-1

V obr. 6 je znázorněn- časový vývoj zvětšování výstupního průřezu koncových stupňů turbin ŠKODA; je vcelku plynulý. Je velmi těžké předpovídat, zde vývoj může a bude pokračovat, řada parametrů lopatek 1 050 mm a 1 300 mm je na mezných hodnotách - ovšem tato situace vznikala i v minulosti a byla vždy překonána vývojem vědních znalostí příslušných oborů. Autor referátu se domnívá, že vývoj lopatek bude déle pokračovat v případě, že nedojde ku kvalitativní změně ve výroba elektrické energie kolem roku 2000. MECHANICKÉ

PROBLÉMY. ŘEŠENÍ

LOPATEK

Oběžná lopatka koncového 3tupně je elementem a velmi složitou konfigurací, vystavená velmi komplikovaným provozním podmínkám a též složitému spektru namáhání"různého druhu. V obr. 7 je schematicky znázorněn přehled namáhání a různých sil a vlivů, jež na lopatku půpobí v normálních i abnormálních provozních podmínkách. Z hlediska statických napětí je rozhodující tahové namáhání od odstředivých sil. Aby bylo možné dosáhnout minimální odstředivé síly lopatky se zpdpným pptním profilem, je nutno řešit průběh ploch jednotlivých profilů tpk, aby b^-lo dosaženo přibližně stálého tahového namáháni po celé délce lopatky (ovšem s výjimkou špičkové partie). Základní tahové napětí patního profilu při jmenovitých otáčkách se zpravidla voli s bezpečnostní = 2 vůči mezi kluzu materiálu lopatek. Materiál s vyšší mezí kluzu tedy umožňuje volbu vyššího tahového namáhání s pomalejším zmenšováním ploch profilů po délce lopatky, což je výhodné z aerodynamického hlediska, neboí špičkový profil lze řešit s větší poměrnou roztečí. Podle výpočtového schema lopatky v obr. 8 pro rotující nosník stálého tahového napětí platí poměr ploch průřezů v libovolném řezu a v petě lopatky (index „0"). ° p kde a =

_

—a

( Ji

"To * e "V y^ri

pro ocel a 3 0,3955

pro titanovou slitinu a = 0,182 kg/cm

- 6 -

1

V obr. 9 je pro ocelovou lopatku o délce listu 1 050 mm . juveden teoretický průbřh plochy profilů podle shora uvedeného L vzorce pro záklpdní tahové namáhání 445 MPa, skutečný průběh t' ploch profilů a konečně podíl odstředivých sil elementů lopatky, p rozdělené na 10 dílků, na celkové odstředivé síle lopatky. ; Z uvedených vysokých hodnot namáhání je patrný též význam \ vlivu koncentrací napětí na provozní spolehlivost lopatky (uvai'. žováno ze statického hlediska). ř Bezpečnosť - 2 vůči mezi kluzu je nutná nejen s ohledem na f skutečnost, že zkoušku pevnosti kompletního rotoru je nutno pro; véát při otáčkách o 15 ... 20 % vyšších než jsou jmenovité a kdy [• tahové namáháni od odstředivých sil vyroste krátkodobě o 32 ... 44 %f ale'že existuje ježte celá řada sil a napití, jaž lz« určit • a menší fii větší přesností. ;• . Mez kluzu je základní vlastností použitého materiálu, ovšem i' nároky na lopatkový materiál jsou komplexnější z hlediska funkce í: lopatky. Je požadována též vysoké houževnatost (nárazová práce), í vysoká mez únavy a útlum, dobrá erozivzdornost, stálost uvedených ; hodnot v dlouhé provozní periodě, nepř. 10 hodin, snadná opraco\ vetelnost a j . Pro velmi rozměrné robustní lopatky s vysokou ! hladinou nppStí musí dnes konstruktér požadovat kromě vysokých ! mechanických hodnot též odolnost proti vzniku a šíření únavových . k trhlin, ,iei'; je charakterizovane prahovou hodnotou amplitudy fak1. toru intenzity napětí a rychlostí šíření trhliny a dále vysokou \ hodnotu lomové houževnatosti. . . .• Podle představy o mechanismu vzniku lomu při kmitání lopatky i ne vysoké hladině statického předpětí probíhá únavový proces v ma- • ; teriálu až k vytvoření zárodku trhliny.. Jestliže velikost amplitu\ , dy faktoru intenzity napětí ve vrcholu trhliny je větší než prahot ' vá hodnota, trhlina roste a po dosažení kritické délky nastává náhr lý.křehký lom. Je proto nutné při volbě materiálu pro extrémně na-' í máhané lopatky opustit idealizované představy o dokonalém materiálu [ a posuzovat jeho vhodnost též z hlediska chování za přítomnosti í trhlin. • I. Velmi závažným mechanickým problémem je upevnění lopatky v disku resp. NT rotoru. Typ závěsu nejdelších lopatek se dnes |

-7-1 omezuje ve světové praxi na kolíkovanou vidličkonu nožku a na stromečkovou nořl:u. U sfcromečkové obloukové nožkj* zvolené pro lopatku 1 050 mu byla provedena podrobná analýzy za účelem stanovení tvaru noí.y s ohledem na volbu vhodných jolací napětí a bezpečnosti v jednotlivých kritických průřezeoh a na volbu optimálního počtu zuoů. Sledován byl též vliv výrot:.iích úchylek na rozložení zatížet.í v zubech. Výsledky an&lýzy ukazují, že z hlediska statického tahového napětí je kriticcým průřezem patní profil, avšes pro uvažování výrobních úchylek je bezpečnost horního řezu nožky prakticky na úrovni bezpečnosti patního profilu listu. Značná pozornost byla též věnována volbě počtu zubů-stromečkové nožky, který se u různých výrobců pohybuje mezi 2 až 6. Hlavní výhodou většího počtu zubů je zvýšení bezpečnosti vůči statickému namáhání, současně vsak vznikají nevýhody tohoto řešení: ~ zhoršení tvarového činitele v důsledku zmenšování radiusů přechodů; - zhoršení rovnoměrnosti zatížení zubů i pro ideálně vyrobené závěsy; - růst vlivu tolerancí na rozložení zatížení zubů. Z uvedených důvodů se dospělo k optimálnímu řešení se 3 závěsy. Z hlediska technologie výroby lze rozdělit výkovky z nichž se dnes vesměs lopatky koncových stupňů vyrábějí na dvě skupiny: - na tzv. přesné výkovky, u nichž je list vykován s potřebnou přesností, není dále opracován (s výjimkou poměrně tenké výstupní hrany, partie vstupní hrany v níž se lopatka chrání proti erozi a závěsu); - na výkovky s menší přesností, u nichž se list lopatky kompletně opracovává. Mezi hlavní způsoby opracování náleží kopírovací frézování (příčné nebo podélné) bud podle reálného modelu nebo podle matematického modelu a podélné hoblování podle modelu. Patří sem též elektrochemické opracování listu, které se však u nejdelších lopatek dosud příliš nerozšířilo. V o.p. Škoda vyrábíme již po dobu téměř 20 roků {3] lopatky z výkovků s většími přídavky na opracování, což se děje velmi pro-

- 8 - 1

duktivním podélným kopírovacím hoblováním dvou nebo čtyř lopatek podle jednoho modelu - obr. 10. Tento způsob opracování umožňaje jednodušší výrobu výkovků s poměrně velkými přídavky, má však určitou nevýhodu v tom, že nelze použít např. bandáž nebo můstek z jednoho kusu s listem a že při velkém vzájemném natočení patního a špičkového profilu (např. 64° u lopatky 1 050mm) je hoblování listu v jediné poloze velmi obtížné. Z hlediska pracnosti a úspory legovaného materiálu by bylo výhodnější používat přesné výkovky s minimálním obráběním listu, bohužel metalurgická základna podniku není vybavena potřebným zařízením pro výrobu těchto výkovků. Předpokládáme proto i pro nejbližší budoucnost kopírovací hoblování za rozhodující způsob obrábění dlouhých lopatek. .' AERODYNAMICKÉ ŘEŠENÍ

DLOUHÝCH

LOPATEK

Jak je patrné z konfigurace průtočné části v posledním stupni NT dílu, obr. 11, jedná se o velmi složité třídimensionální proudění, jehož matematické zvládnutí je možné pouze a využitím moderních samočinných počítačů. Všechny základní charakteristiky proudění ve stupni, tj. stupen reakce, Machovo číslo proudění, úhel proudu se velmi znavně mění po délce lopatky. V obr. 12 jsou ukázány hlavní charakteristiky stupně s lopatkou.o délce listu 1 050 mm. Zatímco u paty se volí jen malý stupeň reakce s ohledem na dostatečnou tuhost profilu a možnost „ucpání" mříže oběžné lopatky, u špičky je silně reakční profil s hodnotou ^ = 0,7 ... 0,8, u něhož Machovo číslo relativní vstupní rychlosti je přibližně 0,7 ... 0,8, výstupní relativní rychlost až 1,6. Zatímco patní profil je typicky rovnotlakého typu, špičkový profil pro nadzvukové proudění je tvořen v maximální míře přímkovými obrysovými čarami s ohledem na průběh ztrátového součinitele v závislosti na Machově čísle. Profil na roztečném průměru je typicky přetlakový profil se stupněm reakce cca 60 %, V obr. 13 je naznačeno sestavení 3 základních profilů (patního, roztečného a špičkového) dlouhé lopatky. , Přestože moderní výpočtová technika umožňuje řešení proudění mokré páry koncovým stupněm s velmi komplikovanými okrajovými

• \

•

. - 9 -1 podmínkami, je nutno optimalizovat jednotlivé profily i stupně • jako celek pomocí experimentů. K ověření charakteristik jednotlivých mříží používáme aerodynamické tunely, k, určení charakteristik celého stupně Tiodelovóu tupbinu v měřítku 1:4,5, instalovanou v SVÚSS Běchovice. Není jistě účelné zabývat se široce aerodynamickými problémy, v rámci této konference, zaměřené na problematiku materiálu koncových lopatek. Aerodynamické vyložení koncového stupně velmi úzce souvisí s mechanickými problémy. Lopatka za rotace nedrží svůj tvar, kromě určitého prodloužení, které např. u lopatky 1 050 mm dosahuje 1,7 mm při otáčkách 3 000 l/min, dochází v důsledku působení odstředivých sil k „rozkrucování" lopatky, kdy „rozkrucovací moment" je v podstatě vyvolán snahou vstupní i výstupní hrany lopatky deformovat se do radiální polohy. U volné lopatky 1 050 mm činí toto rozkroucení na špičce cca 5°. Vazba řešení lopatky z hlediska aerodynamického a mechanického je z uvedeného příkladu zcela názorná. EROZIVZDORNOST

LOPATEK

V koncovém stupni NT dílu proudí mokrá, pára, obsahující zpravidla 8 ... 13 % kapalné fáze. Kapičky vody neexpanduji v rozváděčích lopatkách, jsou jen unášený proudící parou a ve značné míře separovány do vydutého povrchu rozváděčích lopatek, .kde vytváří vodní film. Vodní film je na výstupní hraně rozváděčích lopatek strháván rychle roudící parou, droben a částečně urychlován před vstupem do oběžných lopatek. Tyto kapičky, tzv. sekundární vlhkosti jsou zřejmě rozhodující pro vznik eroze oběžných lopatek, nebot mají velký rozměr a malou absolutní rychlost v porovnání s parou (cca 10 ... 30 %). Narážejí velkou rychlostí ve směru obvodové rychlosti na vstupní hranu a hřbet oběžných lopatek a mechanickým důsledkem tohoto jovu je eroze lopatek, projevující se ubýváním materiálu lopatek v oblasti vstupní hrany a horní poloviny lopatek. Mechanismus eroze není dosud zcela prosně stanoven. Velikost eroze je důležitá předeYŠím z hlediska mechanického, nebot ubývání materiálu vyvolává změnu tvaru profilů, přídavná ohybová namáhání

- í o - i

; •

a změnu vlastních kmitočtů lopatek. Ovlivňuje tak v rozhodující í míře životnost lopatek koncových stupňů. , jr., Základní materiál lopatek zpravidla nemá dostatečnou erozir vzdornost zvláště u velmi dlouhých lopatek, nebot stupeň eroze f roste přibližně se 4 ... 5 mocninou obvodové rychlosti. Lopatky I;. jsou proto v horní partii listu chráněny v oblasti vstupní hrany i. • různými technologickými způsoby. V minulosti jsme používali v o.p. | f: Škoda tvrdé chromovaní, jež se však ukázalo zcela neúčinné u zkrouKcených lopatek v délce listu 480 mm a u prvních unifikovaných turI bin 50 MW v elektrárně Tisová. V obr. 14 je erozní napadení těchto jf lopatek p'j cca 12 000 hodinách provozu. Po náhradě tvrdého ohromo- tr-. vání zakalením exponované části lopatky a současném zvětšení axi|• ální mezery mezi rozváděči a oběžnou lopatkou na trojnásobek původfní hodnoty je úbytek vstupní hrany po cca 80 000 hodinách provozu • [-" jen 2 ... 3 mm. Kalení vstupních hran je proto úspěšně používáno u všech lopatek z 13 % chromové oceli (17021). \ ; Lopatky z ocelí Škoda T 60 jsou při běžném způsobu kalení | • :• plamenem'náchylné ku vzniku trhlinek. Byly proto sledovány další | • způsoby ochran, z nichž optimální se ukázalo: • |. - letování tvrdých stelitových plátků; • • ; - elektrojiskrové nanášení tvrdého kovu. j. Lopatky se stelitovými plátky mají výbornou erozivzdornost, f .. prakticky nejlepší z dosud zkoušených typů ochran. Tak např.- ero>. ze lopatek o délce listu 715 mm v teplárenské turbině Amager 135MW, j. • pracujících při vlhkosti na vstupní straně 9,5 %, je po více néž f 31 000 hodinách provozu prakticky neměřitelná,' vstupní hrana zůstái' vá hladká a na hřbetu lopatek .je hloubka eroze pouze několik děseí • tin milimetru. Letování plátků na opracovanou lopatku však před^ stavuje velmi náročnou a komplikovanou technologickou operaci, veh~ doučí ku vzniku určité deformace lopatek. Závažnější však je sníh žení meze úna^y v důsledku vrubového účinku spojů sousedních plát- • f » ; ků a poměrně značné vnitřní pnutí pod připajeným plátkem, í" Proto na základě provozních zkoušek s různými druhy ochran | ? proti erozi lopatek o délce 840 mm u první turbiny 200 MW v elekI trárně Ledvice, publikovaných již dříve p ] , jsme přešli na elek|; trojiskrové nanášení tvrdého kovu na povrch lopatek. Erozivzdornost ý'

•

1

- 11 - 1

tohoto způsobu ochrany je nižší než stelitu, jedná se však o technologicky velmi jednoduchou operaci s možností renovace ochranné vrstvy při GO stroje přímo v elektrárně a s podstatně nižšaĹ hladinou vnitřního pnutí než u stelitových plátků. Úvahy se zatím týkaly tzv. „pasivních" ochran povrchu lopatek. Provozní zkušenosti období posledních 20 roků s různými typy ochran ukazují na dvě důležité podmínky, které jsou nezbytné pro dosažení dobré erozivzdornosti ochranné vrstvy a to: 1. ochranná vrstva musí být velmi tvrdá; 2. ochranná vrstva musí být dostatečně silná, např. 1,5 ... 2 mm. Použije-li se velmi tvrdá, ale tenká vrstva, působí základní . materiál jako pružný podklad, na němž se tenká' ochranná vrstva deformuje pod nárazy vodních kapiček a•postupně vylámuje. Zvláště důležité jsou z tohoto hlediska provozní výsledky s pokusnými lopatkami z titanové slitiny, u nichž ani velmi tvrdé, ale tenké vrstvy karbidů neodolaly erozi po 10 000 provozních hodinách lépe než základní materiál lopatky. V rukou konstruktéra je však řada tzv. „aktivních" prostředků ochrany proti erozi. V podstatě se jedná o takové prostředky, které zmenší absolutní množství kapalné fáze dopadající na oběžné lopatky, zmenší rozměr dopadajících vodních kapek a maximálně je urychlí, čímž se zmenší rozdíl mezi rychlostním trojúhelníkem pro parní a kapalnou fázi. Patří mezi ně, např. odvodňovací odběry pro regenerační ohříváky, zachycování odstředšaé vody z oběžných lopatek v obvodových kapsách následujícího rozváděcího kola, odsávání koncentrované směsi kapalné a plynné fáze obvodovými štěrhinami mezi rozváděči a oběžnou lopatkou. Mezi novější způsob patří odsávání vodního filmu štěrbinami do dutých rozváděčích lopatek a z nich do kondenzátoru - v obr. 15 je dutá lopatka s odsávacími štěrbinami, v obr. 16 montáž svařovaného rozváděcího kola.s dutými lopatkami. U lopatek o délce listu 1 050 mm jsou.použity všechny uvedené prostředky aktivní ochrany proti erozi. V období posledních 5 roků byly v SVŮSS Běchovice zpracovány Valhou [sj vynikající teoretické studie, umožňující matematické stanovení relativního úbytku materiálu lopatek různých konoových stupňů. Dokončené výpočty erozního úbytku ukazují, že, při stejných vlastnostech

1

- 12 - 1 ochranné vrstvy by byl úbytek u lopatky 1 050 mm asi 4x větší než u lopatky 840 mm. Lopatka 1 050 mm má základní materiál • s vyšší pevností, tedy s větší vzdorností proti erozi než lopatka 840 mm. Přesto je třeba zabývat se intenzivně pasivními ochranami těchto lopatek, což je oblast materiálověi-technologická. V závěru této kapitoly je.nutno upozornit na velmi dobré zkušenosti se zařízením pro výzkum eroze, vybudovaným v krátké době ve formě variantní rekonstrukce jámy pro trhání disku. Umožňuje zkoušení materiálů a ochran při obvodové rychlosti cca 600 m/sec, vodními kapičkami řízené velikosti a jeví se rozhodují" cím zařízením pro stanovení relativní erozivzdornosti [řj . V obr. 17 je snímek tohoto zařízení, v obr. 18 jsou snímky někt«f=rýoh vsorků po etcouiott ., DYNAMICKÉ

PROBLÉMY

DLOUHÝCH

| L | ft ^ í ? ř f. f jj '' |, r

LOPATEK

Pro provozní spolehlivost dlouhých lopatek je rozhodující [• • velikost dynamického namáhání za různých provozních podmínek. ' f v Lopatka m á poměrně husté spektrum vlastních kmitočtů různého tva;•. ru kmitů. Toto spektrum.je velmi odlišné u lopatek nevázaných } (volných) a u lopatek vázaných nějakým způsobem do svazků. Souf časně existuje v koncovém stupni celá řada zdrojů buzení,-budících i . sil, vyvolaných jakýmikoliv nerovnoměrnostmi proudění po obvodě, f např. nesymetrií konstrukce žeber a výstupu,nesymetrií v dělící j, rovině i samotným nerovnoměrným rozložením tlaku páry (budící fe síly nízkého řádu), reap, existencí úplavů za rozváděcímí lopati' kami (budící síly vysokého řádu). Při shodě budících a vlastních frekvencí dochází'k rezonanci, při níž velmi prudce roste hladin a dynamického namáhání. Jeho velikost se zvětšuje s intenzitou budících sil a se snižováním celkového útlumu lopatek. S pomocí samočinných počítačů lze dnes dostatečně přesně určit ve spektru frekvence nejnižších tvarů kmitů lopatek a to za klidu i za rotace, kdy působí vyztužující účinek odstředivých sil. Přesnost teoretických 1 výpočtů se ověřuje experimentálně a to jak za klidu, tak i za rotace. Měření spektra vlastních kmitočtů nového koncového stupně se ověřuje v pokusné turbině na

-13-1

plně olopatkovaném kole v měřítku 1:1, obr. 19. V rezonanci roste dynamické namáhání na hodnotu řádově 10 ... 10 vyšší než je ohybové namáhání od tlaku páry. Je-li dynamické namáhání vyšší než mez únavy, dochází ku vzniku lomu lo- ' patek s typicky únavovým vzhledem lomová plochy. Konečnou prověrkou provozní bezpečnosti lopatek koncových stupňů je proto měření dynamického namáhání lopatek provozované turbiny v elektrárně a to jak v celém oboru zvyšování otáček až do jmenovitých, tak i celém rozsahu zatížení stroje. Byly zvládnuty potřebné měřící metody, s jejichž pomocí se dnes kontroluje hladina dynamického namáhání • všech nově vyvinutých koncových stupňů. Z materiálového hlediska J3ou pro provozní spolehlivost lopatek důležité 2 charakteristiky: materiálový útlum a mez únavy lopatek. Z hlediska útlumu nutno připomenout, že velikost celkového útlumu lopatek sestává ze třech základních složek, jež se vyskytují za provozu: - vnitřního materiálového útlumu} - konstrukčního tlumení; - aerodynamického útlumu. Velikost vnitřního materiálového útlumu závisí, na druhu zvoleného materiálu, jeho chemickém složení a tepelném zpracování, uplatňuje se i účinek provozních vlivů. U 13 % chromové oceli je výrazný vliv statického předpětí, při statickém předpětí odpovídajícím namáhání lopatky koncového stupně klesá útlum na 50 ,,, 30 % příslušné hodnoty bez předpětí a je velmi malý, i menší než 0,01 (logaritmický dekrement tlumení). Bylo uskutečněné též dlouhodobé sledování změn útlumu lopatek o délce 480 mm u 2 NT rotorů turbin 55 W v elektrárně Opatovice a to po 11 200, resp. 21 600 provozních hodinách* Nebyla zjištěna výraznější změna původně stanovených hodnot u celkem sledovaného počtu 512 lopatek, m Konstrukční útlum lopatek závisí především na typu závěsu lopatky a na velikosti odstředivé síly za provozu. Experimenty provedené v SVÚSS ukázaly, že u závěsné nožky lze počítat za provozu s velkou složkou konstrukčního tlumení, jež vzniká zejména v důsledku mikroposuvů v místě styku kmitající, lopatky s rotorem. Tyto mikroposuvy jsou doprovázeny třením s následnou disipací energie,

i-

- 14 - 1 jež zvyšuje tlumení. Obdobné poměry lze očekávat i u stromečkové noíky, jejíž provedení je patrné z obr. 20, zatím co útlum kolíkované vidličkové nožky (viz obr. 7) je nepatrný. Ovšem u robustníoK lopatek jaou odstředivé síly tak velké, že v miste styku lopatky a rotorem vznikající kontaktní napětí vylučují mikroposuvy, čímž se' útlum značně snižuje. Protože útlum je velmi důležitým činitelem z hlediska dynamického namáhání lopatek za provozu, jsou často používány různé konstrukční prostředky, které tlumení lopatek radikálně zvyšují.. Je to především volně uložený tlumící drát (trubka), může být použita i tlumící bandáž. Při konstrukci vazby zajištující za provozu spojení všech lopatek v kole do jediného svazku sateoreticky nevybudí nejnebezpečnější tangenciální kmity lopatek. Experiment potvrdil teorii, při použití tlumících drátů jsou ze spektra vlastních kmitočtů „vymazány" tangenciální kmity již od velmi nízkých otáček až do jmenovitého zatížení stroje. Tlumící dráty se provozně osvědčily u lopatek o délce 570 - 715 - 840 mm. V posledním období se objevily určitá problémy s lomy tlumících drátu s titanové slitiny u strojů 200 MW po přechodu ze slitiny typu Ti-A12,5-Sn na I 110, jejichž příčina se vyšetřuje. Bylo by žádoucí přejít na použití drátů.z vysokopevnoštní oceli,pokud by byly k dispozici. Někteří výrobci velkých parních turbin dávají přednost volným, nevázaným lopatkám, které mají nejjednoduší spektrum vlastních kmitočtů,vyžadují ladění v širším rozsahu budících sil a kmitočtů a mají nízký celkový útlum. Jiní výrobci volí použití vazby s hus-; tším spektrem vlastních kmitočtů a se zvýšeným útlumem. V o.p. Škoda jsme použili a provozně vyzkoušeli obě varianty, s ohledem na nedostatek informací o chování lopatek za provozu z hlediska samotí uzeného kmitání dáváme přednost lopatkám vázaným tlumícím drátem. Poslední složka tlumení - aerodynamická - vzniká v důsledku periodických změn úhlu náběhu a relativní rychlosti páry při kmitání lopatek, nebot vyvolané změny vztlakového součinitele působí při podkritickém obtékání proti pohybu lopatky. Velikost aerodynamického tlumení závisí na hustotě a rychlosti proudu, u velmi

if'• 'ť

'••-.

- 15 - 1 dlouhých lopatek lze očekávat nízké hodnoty. Další důležitou charakteristikou je mez únavy Lopatek, k jejímuž stanovení dosud nemáme k dizpozici dostatek informací. Experimentální zařízení pro stanovení meze únavy dlouhých lopatek při 2 nejnižších tvarech kmitu uvádíme do provozu. Velmi výrazný vliv na snížení meze únavy mají koncentrátory napětí,např. mezery mezi stelitovými plátky, použitými na ochranu proti erozi, otvory pro tlumící dráty a pod. Snížení vlivů těchto koncentrátorů napětí je v rukou předevšúj konstruktéra a technologie výroby. ZÁVĚR

V období posledních 20 roků lze zaznamenat velmi rychlý vývoj dlouhých lopatek koncových stupňů parních turbin velkého výkonu. U turbin o.p. ŠKODA se délka lopatky koncového stupně v tomto období více než zdvojnásobila, výstupní průřez vzrostl více než 3 x, odstředivá síla jediné lopatky asi 15 x a výkon přenášení jednou lopatkou dokonce 23 x. Pokrok v konstrukci a výzkumu je nerozlučně spojen s vývojem nových ocelí, pro každou etapu vývoje byl vždy vytvořen v Ústředním výzkumném ústavu o.p. Škoda nový materiál,bez něhož by příslušná vývojová etapa nebyla realizovatelná. Zdá se, že možnosti ocelí k výrobě dlouhých lopatek jsou v současné době vyčerpány a že lopatky o délce listu 1 200 .,. 1 300 mm budou vyráběny z materiálů, které mají příznivější poměr měrné hmotnosti k mezi kluzu než ocel, resp. které mají značně nižší měrnou hmotnost než ocel. I když je možný další vývoj vysokopevnostních ocelí s mezí kluzu až do 1 500 MPa, nelze očekávat stejný vývoj u rotorových ocelí, aí pro celokované nebo svařované NT rotory. Omezení se přesunuje na stranu rotoru, kritickým místem se jeví závěs lopatky, tj. místo spojení lopatky z vysokopevnostní oceli s rotorem z oceli o značně nižší pevnosti. Již velmi dlouhou dobu sledujeme možnost pužití titanových slitin s měrnou hmotností cca 0,6 měrné hmotnosti oceli a mezí kluzu 900 ... 1 200 MPa. Je zvládnuta metalurgie výroby výkovků a technologie opracování těchto lopatek, pokusné lopatky byly úspěšně pro-

- 16 - 1

vozovány u některých turbin 55 MW po dobu až 45 000 hodin. Problémem zůstává technologie ochráň proti erozi lopatek z titanová slitiny. Ukazují se 2 schůdná řešení: letování stelitových plátků v ochranné atmosféře argonu, vyvinuté ve VÚZ Bratislava (sj a nanášení ochranných vrstev z velmi tvrdých titanových slitin, vyvíjené ve SVÚSS Praha (ŠjJ.'V ÚT ČSAV je též sledována možnost použití kompozitních materiálů např. na bázi polyimidové matrice a uhlíkového vlákna, u nichž je poměr měrné hmotnosti k mezi klužu (resp. k mezi pevnosti)ještě příznivější než u titanové slitiny, a měrná hmotnost pouze 23 % této hodnoty u oceli. Po dobu nejaliž- . ších 15 let však zůstává rozhodujícím materiálem k výrobě nejdelších lopatek ocel, které je proto nutno věnovat všestranně maximální pozornost.

V Plzni

•'•••'.

i:-'

.

dne 26. 7. 1976

i

- 17-1 TEXT

K

OBRÁZKOM

Obr.

1.

Podélný řez turbinou 1 000 MW na sytou páru, otáčky 3 000 l/min.

Obr.

2.

Přehled koncových stupňů turbin ŠKODA z období od roku 1956.

Obr.

3.

„Měkké" lopatky koncového stupně, délka listu 480 mm.

Obr.

4.

„Tuhé" lopatky koncového stupně, délka listu 715 mm.

Obr.

5.

Model lopatky o délce listu 1 050 mm.

Obr;

6.

Vývoj zvětšování výstupního průřezu koncových stupňů turbin SKODA.

Obr.

7.

Přehled sil, namáhání a vlivů, působících na lopatku.

Obr.

8.

Výpočtové schéma lopatky. x f r = vzdálenost od osy rotace P = plocha profilu

Obr.

9.

Pevnostní hodnoty lopatky 1 050 mm .• A - podíl odstředivých sil částí lopatky na celkové odstředivé síle B - poměr ploch profilů poodle vztahu pro rotuj^éí nosník stálého namáhání C - poměr ploch profilů skutečné lopatky

<

Obr. 10.

Podélné kopírovací hoblování oběžných lopatek podle modelu

Obr. 11.

Zidealizovaný průběh proudnic v koncovém stupni IÍT dílu velké parní turbiny

Obr. 12.

Charakteristiky proudění koncového stupně s lopatkou 1.05,0 mm

- 18 - 1

i.

Obr. 13.

Sestavení profilů dlouhé lopatky (A - pata, B - střed, . C •- špička). . •

Obr. 14.

Obr. 15.

•

' I

'

i

Eroze lopatek o délce listu 480 mm po cca 12 000 hod. provozu ( Foto z roku 1962). •

r |

Dutá rozváděči lopatka s -odsávací štěrbinou.

i \

i-

i-

•

Obr. 16.

Montáž rozváděcího kola s dutími rozváděcími lopatkami pro odsávání vodního filmu.

.- "

-

Obr. 17. * Zařízení pro zkoušky eroze materiálů a ochran při obvodové rychlosti 600 m/s.

.

.

Obr. 1 8 .

Eroze vzorků p ř i obvodov? r y c h l o s t i 608 m/s. Je ukázán pcatup erozního rozrušováuí m a t e r i á l u T 60 v z á v i s l o s t i na době zkoušky. ( S t ř e d n í průměr kapek. 510 m i k r . , s t ř e d n í dopadova r y c h l o s t kapek 608 m/s, t l a k ve zkušebním prostoru 3;kPa/. •

Obr. 19.

Pokusná turbina pro měření spektra vlastních kmitočtů lopatek za rotace se zamontovaným olopatkovanym kolem. ' . ' ••

Obr. 20.

Stromečkový závěe lopatky.

'

)•'

\ ! ;

ř

f \

I

' í f, jr f [' . , •' |. :. i" I

t I

•

- 19 - 1 LITERATURA Drahý J . : Konstrukce dlouhých l o p a t e k p o s l e d n í c h stupňů ' " v e l k ý c h p a r n í c h t u r b i n . - Československý t ě ž k ý průmysl, 1962, o. 2, s . 16 - 24. [2]

Drahý J . : P ř í s p ě v e k k ř e š e n í l o p a t e k koncových stupňů kondenzačních oarních t u r b i n . - S t r o j í r e n s t v í 1962, 6. 1, s. 16 - 22.

[3]

Zídek J . , Drahý J . : Technologija proizvodstva rabočich lopatok párových t u r b i n bolšoj možčnosti v ČSSR. - Energomašinostrojenije, 1967, No 3, s . 33— 36.

[4]

Drahý J . : Parní turbiny ŠKODA 200 MW pro rumunské e l e k t r á r n y Brazi a Rovinari. - československý těžký průmysl, 1972, č. 4, s . 2 - 1 1 .

|5JJ

Valha J . : Směrnice pro snížení eroze oběžných lopatek parních t u r b i n . - Výzkumná zpráva SVUSS, 1975.

[6J

Ruml Z, : Erozní odolnost lopatkového m a t e r i á l u T 60 a jeho ochran p ř i obvodové r y c h l o s t i 608 m/s. - I n t e r n í zpráva TP VZ 5/76, ZT Skoda, 1976.'

M

Symon P . : Tlumení oběžných lopatek proudových s t r o j ů . - Výzkumná zpráva SVUSS 74 - 03041, 1974.

IsJ

Ruža V., Bendis A.: Príspevok k spájkovaniu ochranných s t e l i t o v ý c h d o š t i č i e k na- lopatky z Ti z l i a t i n y . - S t r o j í r e n s t v í 24, 1974, č. 12, s . 7 3 6 - 742.

[9J Š t ě t i n a K.: P r o t e c t i o n of Steam Turbine • . • against Erosion. - Sborník z Parní turbiny velkého výkonu, 9. 245 - 252 .

Titanium Blades VI. konference Plzeň 1975. '. • ..

12,

- i -

D

480

Délka lopatky

570

715

840

1050

1300

Schema lopatky

• Patní průměr lopatky Obvodová rychlost

mm

1400

1500

1500

1600

1600

1800

m/s'

371

415

46Ô

515

581

691

m2

2,83

3,71

4,97

6,44

8,75

12,66

500

860

1132

1280

2238

3006

139,9

192,9

672,8

747,6

2139,7

4884,9

U.3

27,8

57,4

81,2

Výstupní průřez stupně Průtočný objem páry

3

m /s

Odstředivá s í l a l i s t u Přenášený výkon lopatkou Rok použití

fcW

1956

1959

1968

1964

260,7 1960

464,2 1986

H I

X,)

1 1

1

i L ŕ

•

•t)

í

Ji

—

'•

dx

x 8

C

f

r,

1 i

i

' F, — — —

•

i

p

t

J

dx

f

x

8

::•..'• in"', a r.myl: o .'iiv'.n L n T ' o ^ ľ ' .-iní lopatky • i ;nvn.'

." j'.-lrviLj-.i

tahovc •"a.i^l::'ní o«í od :• í . od iv.,; c a - i 1 pjĹlavné ohy/oyé narQ-liiání /fcé^iůto oí'iiú neleží ii

k.'ip.r" s k

l-\

ohybov v.' namáhaní orl ' .Laku páry koncentrace napětí /vruby/

I-.'.oni na put í v pro.ni.cch lo pa'lcy

r-';;.ovó oí\ybové naaáhún.i' p ř i zkratu gener:' toru

vr.liňií pnutí z vyOÍ hľ-.-.'.ny proti erozi

mo Lír .OB t křiihkého íornu ? ?

y .-vibr-iice/ ! r. • ••. • i n í '

n a i r / J ň ' n í.

•rí.Trty, provoz p ř í M-:.', "ni :;vhíífí;:x/ •i =

spoino proudíní pži :ni2kóm aerodynamicla;m s a i í ň e n í stupně •'erose výstupní hrany'

-1-

/

Y f

1

'

/

es

>

•

•m

•••Mi M M *

••••1

••••i

.

— — H

^

«••••

••••• ••••• •••••

•

?

•' m 2 ' "

měkké lopatka

lopatka

•t'.iíiá

robustní' lopatka

JK 1, M.

T 60

f

10

vy s ok opeviiastní ocel y

/

Y\ A /

i

!

i, i

!

i

I

í

!

i.itar.ova slitina

- 1 -

12

f K •.MiV«- ... .-4 i..'i

•j* í,

13 1

v.

14

15

Čas U7eí.en v minutách

18

20

1-2

elektrárny

Prof.Ing. Jaroslav Koutský, DrSc. - VŠSE Plzeň Ing. Václav Pechman

-

ÚVZÚ o.p.Škoda Plzeň

Koncová lopatka představuje jeden z nejvážnějších materiálových a technologických problémů ve stavbě velkých parních turbin. Od lopatek vysoko a středotlaké části se koncová lopatka liší . především velikostí; tak u 200 W turbiny Škoda dosahuje délka listu koncové lopatky 840 mm při její celkové délce 950 mm (váha lopatky 9 kg, odstředivá síla 85 t) a u současně projektovaných turbin se uvažuje použití robustních lopatek o délce 1050 mm a váze cca 25 kg (odstředivá síla nad 200 t ) . Tyto skutečnosti výrazně zvyšují požadavky na pevnostní vlastnosti materiálu koncových lopat. Zatímco u parních turbin do výkonu 100 MHľ bylo možné, vystačit s materiálem s mezí kluzu kol 550 MPa, je dnes požadována mez kluzu 980 MPa při zachování příznivých plastických vlastností (včetně vrubové houževnatosti, která nemá být nižší než 49 - 59 J*cm**2). Vzhledem k relativně nízkým pracovním teplotám (max. 100 - 150°C) je nutné uvažovat s intenzivním působením pracovního prostředí (vlhká pára) na povrch lopatky: materiál musí být proto odolný proti elektrochemické korozi. Též jsou požadovány dobré útlumové a únavové vlastnosti. Ukázalo se, že nejperspektivnější ' základnou pro dosažení požadovaného náročného komplexu vlastností je nerezavějící nízkouhlíková 12 %ní Cr ocel. U prosté 12SSní Cr oceli je sice možné spolehlivě dosáhnout obvyklými způsoby tepelného zpracování (kalením a popouštěním) požadovaných hodnot statické i dynamické houževnatosti, avšak hodnota meze kluzu dosahuje max. 550 - 580 MPa. Ocelí tohoto typu u nás označovaných AK 1

-2-2

a AK 2 (ČSN 17021 a 17027), se proto používá v tomto stavu na koncové lopatky s nižšími pevnostními nároky.

1. Prostá vysokochromová ocele " Obvyklým konečným způsobem tepelného zpracování koncových lopatek z prosté chromové oceli (používaným i v zahraničí) je kalení z teplot kolem 1000°G a popuštění na vysoké teploty 650 • - 700°C. Vysokochromové ocele typu AK 1 se vyznačují existencí intervalu křehkosti při popouštění zakalených vzorků v rozmezí teplot 400 - 600°C; použití nižších popouštěcích teplot v rozmezí 400 - 600°C, kdy *C+ a ťw jsou jen mírně nižší než po zakalení, je tudíž vyloučeno. Popouštecí teploty pod 400°C byly dopo-~ sud většinou opomíjeny z obavy, že při jejich aplikaci se nedosáhne vyhovující strukturní stability. Vzhledem k provozním podmínkám koncových lopat by však strukťjrní nestabilita vlivem zvýšených- teplot neměla být významná. " Prozkoumali jsme proto vliv nízkoteplotního popuštění na anizotermioky zakalenou ocel AK 1 /!/• Po tepelném zpracování 1010' - 1020°C/l hod./olej; 300 - 35O°C /4 hod./vzduch byiy docíleny u několika taveb mechanické hodnoty v následujícím rozsahu:

, ^Kt!, /ílPa/ 1030 - 1157

^t /MPa/ 1353 - 1432 ,

[

', b~ ,/#/ 12; - 16

Y /%/ 60 - 55

R,'

/J.cm**2/ 59 - 118

Tyto výsledky ukazují, že zvolenou ocel lze bez obtíží zpracovait najhodnotú 6^. • 980 MPa, ale docílené hodnoty plasticity ( Ij/'B. R)i i když ojediněle,'vykazovaly nepříznivý rozptyl. Snímek na dbr.číl představuje mikrostrukturu vzorku oceli AK 1 zakalené z 1020°C.ldo oleje při 500x zvětšení, obr.ě.2 pak snímek extrakční repliky z elektronového mikroskopu při 8000x zvětšení. Mikrostruk«* tura je martensitická s výraznějšími hranicemi bývalých austenitických zrn. Po popuštění na 350°C/8 hod./vzduch byla získána mikrostruktura na obr.5.3 a '4. Lze ji označit za heterogenní martensit. Jemný precipitát 'představující s největší pravděpodobností PegC vyplňuje rovnoměrně v celém objemu některé martensi* tické desky; jiné jsou preoipitátu téměř prosté (obr.č.4)«

- 3 - 2

U studovaného vzorku bylo dosaženo

č w = 1187 MPa a R =76 Jem

.

Je pravděpodobné, že rozdíly v plastických vlastnostech jsou důsledkem strukturní heterogenity po anizotermickém kalení. Byl proto prozkoumán vliv izotermických způsobů tepelného zpracování na mechanické vlastnosti oceli AK 1. IRA diagramy 13 % Cr ocelí dříve uváděné různými autory (2/ ukazovaly, že počátek perlitické přeměny je v porovnání s nízkolegovanými ocelemi posunut k delším dobám, kdežto oblast bainitic" ké přeměny úplně chyběla; podle těchto diagramů mohla při nízkých teplotách proběhnout jen martensitická přeměna (obr.č.5). Novější' práce Petera a Matze /3/ však přinášejí důkazy o existenci bainitické přeměny v teplotní oblasti blízké dříve uváděné oblasti martensitické přeměny. Na obr.č.6 jsou uvedeny diagramy IRA. z této práce pro obsah C = 0,07 - 0,25 % při použití auetenitisační teploty 1100°C (u oceli s 0,25 % C - 125O°C). Hledajíce optimální teplotu pro izotermální zpracování, zaústěni Lisovali jsme vzorky určené k výrobě trhacích a nárazových zkoušek jednohodinovou výdrží na teplotě 1000 - 1020°C. Poté byly vzorky přeloženy do kalící lázně s odstupňovanými teplotami, kde byly ponechány 24 hodin; tato doba vysoce překračuje dobu nutnou podle /3/ k úplné přeměně y~*oo» Maximální hodnoty R se dosahuje při izotermické výdrži na teplotě cca 200°C. Mikrostruktura by za těchto podmínek měla být bainitická (obr.5.7). Jemný precipitát (PegC) je vyloučen též jen v určitých oblastech nikoliv však deskovitého typu. Popuštěním na 350°C/8 hod./vzduch se hodnota R zvýší v celém rozsahu zkušebních teplot (obr.č.8) o cca lt> Jem . I při zkušební teplotě -80°C je hodnota.R vždy vyšší než 49 Jem . Mikrostruktura se dodatečným popuštěním zásadně nezměnila (obr.9), nedošlo k pozorovatelnému zhrubnutí precipitátu. U sledovaného vzorku byla zjištěna 6^. > 1157 MPa a R • 113 J»cm . V porovnání s anizotermicky kaleným vzorkem je rozdíl v hodnotě vrubové houževnatosti. Z obr.č.4 a 9 není vidět podstatný rozdíl na struktuře „popuštěného martensitu" a „popuštěného bainitu". Avšak podrobnější průzkum extrakSníeh replik při velkém zvětšení (obr* S.10) a použití transmisní elektronové mikroskopie (obr.6.11)-

-4-2

jasně prokázaly, že u ITZ vzorků se jedná o bainit typu „B-III" - dle klasifikace T.Kunitakeho /4/: v „laíkovitém" feritu je vyloučen cementitový tyôkovitý precipitát s výrazným orientačním vztahem k feritu (rozdíl mezi tímto typem bainitu a nízkouhlíkovým martensitem je právě v různých růstových směrech cementitu). Ze studie T.Kunitakeho a spolupracovníků /4/, prováděné ' na nízkouhlíkové Ni-Cr-Mo nízkolegované oceli, vyplývají tyto závěry: Bainit tvořící se v oblasti teplot mezi 600°C a Mp má vždy „tyčkovitou" morfologii. Ačkoliv bainit a martensit v nízkouhlíkových nízkolegovanych ocelích se vždy vyznačuje podobnou „tyčkovitou1' (laíkovitou) morfologií s růstovým směrem ^ l l l ^ a habitální rovinou {lil},. , velikost feritických tyček a způsob karbidické precipitace v bainitu se mění s transformační teplotou. Tloušíka bainitických tyček plynule klesá se snižující se teplotou izotermální transformace; naopak morfologie cementického přecipitátu v bainitu se mění diskontinuitné buď s transformační teplotou nebo ochlazovací rychlostí: a) při teplotách nad 500°C nukleují bainitické tyčky prosté karbidů na hranicích austenitických zrn a rostou dovnitř austenitických zrn; většina atomů uhlíku se stěhuje do přilehlého austenitu a transformace ^ •*><*/ se zpožďuje s přibývajícím transformovaným podílem. Zbylý austenit se stabilisuje a rozpadá se při následujícím ochlazování na martensit - vzniká bainit „B-I" (obr.č.l2a);

í ; j: [ ; : | \ !; I í u í k 1, :•-

b) v oblasti mezi 500°C a teplotou Mp, anebo při střední ochlazovací rychlosti se obohacený austenit mezi feritickými. tyčkami rozpadá na cementitové vrstvy a vzniká tak typický horní bainit „B-II" (obr.č.l2b); . • '

[ :'• í

c) při izotermickém rozpadu pod 45O°C anebo při poměrně rychlém ochlazování z austenitisačních teplot, ačkoliv stoupá „řídící síla". transformace f-^oO, atomy uhlíku - v důsledku jejich silně redukované difuse do austenitu - se shromažďují na čele feritických tyček. Cementit bude tudíž precipitovat ve tvaru tyček na postupujícím rozhraní p^/<& , udržujíc přibližný orientační poměr mezi cement item, feritem a austeniťickou matricí.

| [• | I j | ' f

_ 5 - 2

Cementitové tyčky se ve skutečnosti váží k feritu těmito orientačními poměry: (010) c JI (íll)^ ; (Í03) c II (011),*, . Tento typ bainitu je označen „B-III" (obr.ě.12c). Struktura nízkopopuštěného bainitu oceli AK 1 prokázala dobrou odolnost proti účinkům dlouhodobého setrvání na zvýšených teplotách, vyhovující únavové a útlumové vlastnosti a vyšší odolnost proti erozi nežli klasicky zpracovaná AK 1. Provozní tepelné zpracování zkušebních lopatek však ukázalo, že rozsah vznikajících deformací je prakticky nezávislý na variantách tepelného zpracování a činí 8 - 10 mm* Tyto deformace představují proti stavu po obrábění klasicky zpracovaných lopatek až desetinásobné zhoršení a podvazují tak zatím tuto jinak velmi atraktivní oestu řešení problému vysokopevných1 koncových lopatek. ''

2. Modifikované 12 % Cr oceli V období posledních 10 - 15 leť převládal v zahraničí směr, řešící problém zvýšení pevnostních vlastností koncových lopatek přísadou dalších legujících prvků k nízkouhlíkoyé 12% Cr oceli. Značky těchto ocelí používané v Anglii a Rakousku (ev. NSR) jsou uvedeny v tab.č.l /5/. Hlavním účelem zvýšené přísady Ni je zabezpečit homogenní martensitickou strukturu v zakaleném stavu (vyloučit přítomnost feritu ô , který by i v malém množství výrazně snižoval statické pevnostní vlastnosti za normální teploty); karbidotvorňé prvky Mo, V, Nb mají zvyšovat pevnostní vlastnosti sorbitu aí už rozpuštěné ve feritu či tvořící jemné dispergován ? karbidy. Zatímco v Anglii používané značky (Jethete M 152 a Hex 566) mají univerzálnější použití - jsou používány i jako žárupevné oceli - rakouské značky byly1 specielně vyvinuty pro turbinové lopatky koncových stupňů. I u komplexně legovaných 12% Cr ocelí zůstává stejná popouštěcí charakteristika jako u prostých 12% Cr ocelí; především se objevuje obdobný interval křehkosti (obr.č.13). Podle některých autorů /6/ teniio jev „křehkosti při 475°C" souvisí s odměšováním chrómu ve feritu. Na základě našich zkušeností předpokládáme, že tyto jevy spíše souvisejí s precipitací karbidů a nitridů při popouštění. Z modifikované 12% Cr oceli jsou proto po zakalení.popouštěny na vysoké teploty 650 - 700°C. V této popouš-

- 6 - 2

těcí oblasti jsou hodnoty meze kluzu komplexně legovaných ocelí o cca 245 - 294 J»cm vyšší (obr.o.13).

i

V ČSSR byla pro koncovou lopatku 200 MW parní turbiny před léty vyvinuta ocel T60 / 7 / ; její chemické složení je uvedeno i v tab.5.2. V té době v ČSSR existující značky žárupevných modifi; kácí 12% Cr ocelí, AK 2 MV, T58, T59, 12CrllMWVNbB měly mechanic; ké vlastnosti za normální teploty nedostačující pro použití |, na koncové lopatky. Při volbě legovací základny jsme vycházeli . ! z těchto předpokladů: Zvýšení meze kluzu, tj. zvýšení odolnosti [ .• • proti plastické deformaci za studena můžeme dosáhnout jednak • • • • zpevněním tuhého roztoku legujícími prvky, jednak precipitací velmi jemných a pomalu koagulujících karbidických částic z přesyceného tuhého roztoku. Efektivní je v tomto směru použití karbi•: dotvorných prvků, zejména W, Mo a V, které se osvědčily při zvyS"' šování žárupevnosti vysokochromových ocelí. Dále se nabízelo •',• vyzkoušet vliv silného karbidotvorného prvku T i , který se nám '! však v žárupevných modifikacích příliš neosvědčil. Velmi důležitá f.' ^ je otázka strukturní homogenity. Již v prostých 1 2 % Cr ocelích i z jistu jeme při nízkém obsahu uhlíku ve struktuře kalených vzorků ! vedle martensitu též ferit S~, který,snižuje celkovou tvrdost, [ ! mez pevnosti a přirozeně i mez kluzu* Karbidotvorné prvky jsou současně feritotvornými prvky, zvyšujícími procento feritu
j< i '••'

•' ! i | j ; .. •• \ \ '•

- 7 -, 2 •.

průběh: po dosažení maxima kolem 95O°C křivka mírně klesá, aby při 1100°C začala znovu stoupat. První maximum je zřejmě spojeno s úplným rozpuštěním karbidu M 23 C c» nad 1100°C se začíná patrně rozpouštět i fáze TiC /nebo Ti(N,C)/. Souhrnný diagram vlivu popouštění na mechanické vlastnosti takto" kalené oceli T60 je na Dbr.c-.13o Modifikované 12$ Cr oceli jsou metalurgicky velmi náročné oceli, a proto je nutné u nich počítat při používání standartních ..-—metalurgických postupů s možností většího výskytu defektů. U oceli T60 na základě několikaletých zkušeností je možné rozdělit tyto defekty do následujících skupin / 8 / : a) shluky karbonitridů Množství karbonitridů přítomných v jednotlivých lopatkách z různých taveb a ingotu výrazně kolísá. Lopatky obsahující rovnoměrně dispergované karbonitridy v malém množství jsou snadno obrobitelné. Objeví-li se shluky karbonitridů, je obrobitelnost lopatek velmi nerovnoměrná (obr.č.15). Karbonitridy jsou rombické, čtvercové nebo pravoúhlé částice barvy žluté . až šedé; mikroanalysa ukázala, že v komplexních karbonitridech * • titanu ke barva mění v závislosti na vzájemném poměru obsahu ' dusíku a uhlíku: ve žlutých částicích je vyšší Obsah dusíku, v šedých naopak. b) hrubé struskové částice Jsou to hrubé exogénni vměstky; při magnetické polévací zkoušce dávají zřetelné indikace (obr.č.16). Mikroanalysa prokázala, že hlavní součástkou těchto šedých struskových útvarů je SiOp. V místech jejich výskytu se často objevují trhliny. c) oxidické kůže .. , Na povrchu predkovků vyhlížejí ^jako jemné, krátké souosé trhliny, často se rozšiřující do značné hloubky pod -povrch (obr.č.17). Jejich přítomnost ve velkém množství může být vysvětlena skutečností, že.licí kůže se roztrhá na m ' kousky při víření kovu v kokile. Často se mezi nimi ívž objevují skutečné jemné trhlinky (obr.č.18). Základními komponentami těchto komplexních oxidů jsou Ti a AI.,

- 8 - 2

d) dutiny a řediny Tyto poruchy vznikají při tuhnutí ingotů a nebyly svařeny při následujícím kování (obr.č.19). Pokud jsou tyto vady přítomné pod povrchem, jsou indikovány ultrazvukem a předkovky 5i výkovky se zmetkují. Elektrostruskové přetavení takto postižených bloků / 8 / (použitá struska obsahovala 70% CaP 2 a 30% AlgCL) snížilo obsah Ti a 0 2 , zvýšilo obsah AI a poněkud i C; ostatní prvky zůstaly nedotčeny. Ve vměstcích dochází po ESP k redukci Og, množství AI vázaného v oxidech je menší a obsah AI v rozpustné formě musí nezbytně vzrůst (tab.5.3). Ultrazvuková zkouška po ESP neobjevila ve většině případů žádné necelistvosti v materiálu. To znamená, že shluky částic a ostatní indikované defekty v původním materiálu buď byly odstraněny, anebo rozděleny mnohem rovnoměrněji. Potvrzuje to i metalografická zkouška čistoty: heterogenita v nečistotách se ESP prakticky odstranila. ; i i Elektrostruskovó přetavování ukazuje i v tomto případě své výhody a podtrhuje nutnost zařadit je jako stálou součást výrobní technologie všech lopatkových materiálů, jak už je to praktikováno v SSSR /9/; Rozsah kovacích teplot je obdobný jako u žárupevných modifikací 12% Cr ocelí: 1200 - 95O°C. Zejména je důležité nepodkročit spodní kovací teplotu; v tom případě se objevují trhliny.

3. Nekonvenční zpŮBOby tepelného zpracování chromových koncových lopatek

;

Potřeba kovových materiálů s vyššími pevnostními vlastnostmi se neomezuje jen na energetické strojírenství; v posledních letech se stává „stále širší a naléhavější potřebou. Známá funkční závislost pevnosti.materiálu na hustotě poruch, ilustrovaná obrázkem č.20 /10/, umožňuje v zásadě dvě cesty při zvyšování pevnostních • vlastností konstrukčních materiálů ovlivňováním vnitřní stavby krystalů: snižováním nebo zvyšováním množství poruch. Především z technologického hlediska je prvá cesta mnohem obtížnější, a proto doposud byla věnována pozornost převážně druhé cestě; jedním

- 9 - 2

ze způsobů k ní příslušejících, je tzv. tepelně-meehanické zpracování (TMZ), jehož obecnou základní podstatou je bezprostřední ochlazování tvářeného austenitu nadkritickou rychlostí; provádí-li se tváření nad teplotou rekrystalisace, jde o tzv. vysokoteplotní TMZ (VTMZ).při tváření pod teplotou rekrystalisace jde o tzv. nízkoteplotní TMZ (NTMZ). První práce o TMZ byla uveřejněna r.1954 Lipsem a van Zuilenem /li/. Na ni pak navazuje řada prací, z nichž zejména práce Schmatze -v Kuleho /12/ se zabývají nízkoteplotním TMZ, práce Bernštejnovy /13-15/ a Guljajevovy /16, 17/ pak vysokoteplotním TMZ. U nás se otázkám TMZ věnují zejména Hyspecká s Mazancem /18.19/ a Škarek s Habrovcem /20,21/. Z rozboru literatury vyplývá, že dosavadní zájem při aplikaci TMZ se soustřeďuje na vymezený okruh nízkolegovaných konstrukčních ocelí (s přísadami Ni, Mn, Si, Mo a V ) ; TMZ umožňuje u nich zvýšení pevnostních vlastností o 294 - 490 Mra v porovnání se způsoby klasického tepelného zpracování, při zachování ev. i zlepšení plastických vlastností /22-24/, při příznivém ovlivnSní vrubové houževnatosti /25,26/ a odolnosti proti porušení při cyklickém namáhání /27,28/. Příznivě ovlivňuje TMZ i popouštěcí křehkost /25/. Výsledky dosahované při TMZ jsou podmíněny řadou metalurgických a technologických vlivů. Předpokládá se, že positivní efekt TMZ je dán buď deformačním zpevněním tuhého roztoku, nebo vyloučením jemného precipitátu, o-llišného od precipitátu vzniká- jícího při klasickém zpracování (KZ) /29/. Zajímavé je chování tepelně-mechanicky zpracovaných ocelí při popouštění. Při popouštění do cca 200°C zůstává zachováno výrazné zpevnění martensitu v porovnání s klasickým tepelným zpracováním a při dalším zvyšování popouštěcí teploty se pevnostní vlastnosti sbližují /30/. Vliv TMZ na vlastnosti 12# Cr ocelí nebyl s výjimkou práce /31/ dosud studován. Proto výsledky výzkumného programu vlivu termomechanického zpracování na vlastnosti modifikovaných 12% Cr ocelí, zahájeného ve výzkumném ústavu o.p.Škoda koncem 60.let, lze považovat za unikátní. V rámci tohoto programu byl prostudován vliv různých technologií tváření (tváření krutém, protlačováním, kováním v zápustce) na mechanické hodnoty a strukturu především oceli T60. Při aplikaci různých technologií se ukázaly

-10-2

určité rozdíly. . Na obr.č.21 je diagram znázorňující průběh změn hodnot meze kluzu ( 6"K4.) a vrubové houževnatosti (R) v záv'alosti ha teplotě popouštění pro jednotlivé varianty tepelného zpracování vzorků z provozní tavby oceli T60, z níž byly normálním technologickým postupem vyrobeny základní předkovky pro výrobu konoových lopatek pro 200 WH turbinu. Tato tavba, vyrobená v elektrické obloukové peci o váze vsázky 7 tun měla následující chemické složení: 0,24% C; 0,6% Mn; 0,45% Si; 0,021% P; 0,02% S; 12,42% Cr; 1,38% Ni; 0,28% V; 0,43% Mo; 0,41% Ti; 1% W. Postup výroby konečných výkovků dle dosavadní praxe byl modifikován tak, že vznikly celkem tři odlišné serie lopatek. První serie, označená písmenem K, odpovídá klasickému, dosud užívanému zpracování, při němž po'volném vykování předkovků i po kování finálního výkovku v zápustce je aplikováno pomalé ochlazování z dokovací teploty. Druhá serie, označená písmenem T, odpovídá původnímu postupu až po tváření konečného výkovku v zápustce, po kterém jsou u této serie výkovky z dokovací teploty ochlazovány na vzduchu, čímž jsou zakaleny. U třetí serie, označené M, jsou pak nejen výkovky po tváření v zápustce, ale i předkovky po volném kování ochlazovány na vzduchu (tedy kaleny). Z takto vyrobených lopatek byly po jejich povrchové úpravě pískováním vyrobeny všechny potřebné zkoušky pro ověření a porovnání jejich vlastností. Všechny ohřevy k tváření byly provedeny v rozsahu teplot 1150 - 1200°C, dokovací teploty pak byly v rozsahu 950 - 1000°C. Vzorky ze serie K byly před popouštěním tepelně zpracovány homogenisací při teplotě 1150°C po dobu 15 minut s ochlazením na vzduchu a kalením z teploty 95O°C/15 min. opět s ochlazením na vzduchu. Potom byly vzorky všech sérií popuštěny na odstupňované teploty s výdrží na teplotě 4 hod. Klasické pevnostní hodnoty byly zkoušeny na normalisovaných krátkých tyčích, vyrobených ze středové části listu lopatek, zpracovaných jednotlivými uvedenými postupy. Souběžně s těmito zkouškami byly z přilehlých míst zhotoveny i zkoušky pro zjištění dynamických vlastností na vrubovaných tyčích.

- 11 - 2

Z obr.6.21 je zřejmé, že u serie M leží hodnoty 6Í-. v intervalu popouštecich teplot 350 - 680 C výrazně nad týmiž hodnotami serie K; největšího rozdílu v hodnotě <S^+ se dosahuje po popouštění na 55O°C. V rozmezí teplot 620 - 680°C nejsou rozdíly v hodnotách vrubové houževnatosti nijak veliké. Únavové zkoušky se prováděly na stroji typu Schenck pro ohyb za rotace při 3000 ot/ /min. Z obr.5.22 je patrný celkem zanedbatelný vliv jednotlivých způsobů zpracování při provozní aplikaci na hodnoty meze únavy (při popouštěcí teplotě 620°C). Nejpodstatnější vzrůst statických pevnostních hodnot se tedy v tomto případě zjistil až při středních popouštecich teplotách. Současně byla zjištěna při pozorování na elektronovém mikroskopu v mikrostruktuřs VTMZ vzorků v celém rozsahu popouštecich teplot jemná stabilní fáze (obr.č.23,24), rentgenograficky identifikovaná jako M~C~; u vzorků KZ není přítomna. U druhé serie pokusů bylá zvolena jiná alternativa tepelně-mechanického zpracování. V indukční středofrekvenční peci o kapacitě 40 kg se natavila experimentální tavba s chemickým složeními 0,20% C; 0,42% Mn; 0,5456 Si; 0,01% P; 0,019% S; 11,75* Cr; 1,7555 Ni; 0,18% V; 0,57% Mó; 0,28% Ti; 0,90% W. Ingoty se po vychladnutí vyžíhaly na 840°C/4 hod., ochladily v peci a překovaly na 6 120 mm. Po překování s pomalým ochlazením se osoustružily na i 117,5 mm. Ingoty se pak protlačovaly na protlačovacím lisu „Škoda" v ŽBC Hrádek u Rokycan. Průměr výtlačku byl 20 mm. Polotovary se předehřívaly na teplotu tváření ve středofrekvenční peci. Před protlačováním se teplota polotovarů vyrovnávala v solné lázni. Protlačování probíhalo při teplotě cca 1100°C rychlostí 4 m/sec. Výtlačky se ochlazovaly pro klasické zpracování (KZ) ve vermiculitu, pro tepelně-mechanické zpracování (TMZ) v oleji. Po ochlazení byly všechny výtlačky rozřezány na tyče délky 800 mm a kalené popuštěny na 15O°C/3O min. Po rozřezání tyčí na potřebné délky zkušebních vzorků se tepelné zpracování dokončilo v laboratorních pecích. Přehled způsobů tepelného zpracování udává tab.5.4. U všech variant tepelného zpracování byly určeny statické pevnostní hodnoty, tvrdost, vrubová houževnatost. Únavové zkoušky se provedly na zkušebním stroji Plato 80. Zkušební

- 12 - 2

tyče byly namáhány plochým ohybem při teplotě 20°C, frekvencí 50 Hz souměrným střídavým cyklem. Výsledky mechanických zkoušek jsou shrnuty v tab.5.5. Použitý způsob VTMZ neovlivnil podstatně statické pevnostní vlastnosti ani v nízko- ani ve vysokopopuštěném stavu. Též plastické vlastnosti včetně vrubové houževnatosti (s výjimkou kontrakce po popuštění na 680°C) jsou prakticky téže úrovně. Pozorovatelně se však zvýšila po TMZ únavová pevnost: při popouštění na 250°G o cca 24%, při popouštění na 680°C o cca 10%. V zakalených a popuštěných vzorcích nebyl pozorován onen jemný precipitát jako v předešlém případě, avšak metalograficky bylo prokázáno jemnější zrno po TMZ. Obě serie experimentů ukazují především na rozdílný vliv použité technologie tepelně-mechanického zpracování, i když určité rozdíly v chemickém složení nelze též zcela pominout. < Obojí výsledky jsou odlišné nejen od výsledků docílených u nízkolegovaných konstrukčních ocelí, ale i od literárních údajů o modifikovaných 12% Cr ocelí. Gavranek /31/ zjištuje u žárupevné modifikace 12% Cr oceli výrazné zvýšení 6^. a "Sj^ po TMZ právě v zakaleném a nízkopopuštěném stavu. ' Další studie se týkala průzkumu vlivu NTMZ na modifikované 12% Cr oceli /32/. Pro studium bylo použito 8 laboratorních vysokofrekvenČních taveb s odstupňovaným chemickým složením, které je patrno z tab.č.6. Z ingotů byly po žíhání 840°C/4 hod./pec vykovány tyče i 30 mm, které byly použity jako výchozí polotovar. Pro NTMZ byly tyče austenitisovány při teplotě 1200°C/30 minut, ochlazeny na teplotu tváření 55O°C/15 min. a při této teplotě volně překovány na průřez 14 x 14 mm s následujícím ochlazením na vzduchu. Rychlost tváření bylá volena tak, aby tváření probíhalo při konstantní teplotě. Pro porovnání byly stejnou technologií tváření získány vzorky po KZ (pomalé ochlazení po tváření z teploty 1200°C a kalení 1200°C/30 min./vzduch) a po VTMZ (kalení na vzduchu z dokovací teploty po tváření s ohřevem pro tváření 1200°C/30 min.). Porovnání získaných hodnot vrubové houževnatosti na vzorcích popuštěných při 350°C/4 hod./vzduch je patrno z obr. 5.25,po popuštění na 65O°C/4 hod./vzduch z obr.5.26. Z obrázků je patrno, že po popuštění na 35O°C jsou hodnoty po NTMZ u všech taveb velmi nízké a nedosahují ani poloviny hodnot, zjištěných

; k i ;.. !; | | I [ • j; ; ,; j . L [ I ľ |; \ ' > \ t • | ľ i ľ £ f i • \' :: g

- 13 - 2

po KZ a VTMZ. Po.:uštěním na 65O°C hodnoty vrubové houževnatosti po VTMZ vzrostou jen mírně, zatímco hodnoty vrubové houževnatosti po NTMZ vzrostou výrazně a ve všech případech převýší hodnoty po KZ a VTMZ. Z o'3r.ô.27* kds jsou vyneseny pro jednotlivé tavby hodnoty HV,~ V závislosti na popouštěcí teplotě, je patrné výrazné zpevnění tuhého roztoku po NTMZ. Výrazný pokles tvrdosti začíná, ve shodě s údaji v pracích /33,34/, teprve při dosažení teploty popouštění blízké teplotě tváření. Sledování mikrostruktury ukázalo, že u všech taveb jsou po NTMZ v nepopuštěném stavu na hranicích - zrn vyloučeny karbidy typu lí^oCg (obr.č.28). Z výsledků této studie vyplynulo, že tvářením v průběhu NTMZ se výrazně podpoří intensita vylučování karbidické fáze na hranicích původních austenitických zrn, projevující se při nízkých teplotách popouštění výrazným snížením hodnot vrubové houževnatosti a výskytem křehkých, interkrystalických lomů, probíhajících převážně po fázovém rozhraní karbidy - austenit. Popuštěním na vyšší teploty (65O°C) je tento vliv zcela eliminován a hodnoty vrubové houževnatosti pak značně převýší hodnoty získané po VTMZ a KZ. Pevnostní hodnoty po NTMZ jsou vyšší, avšak aplikace NTMZ při výrobě koncových lopatek je technologicky mnohem obtížnější. Současný stav ve výzkumu aplikace TMZ na výrobu koncových lopatek z vysokochromových ocolí lze celkově charaktorisovat následovně: jednotlivé způsoby TMZ mají ve všech případech příznivý vliv na pevnostní vlastnosti vysokochromových modifikovaných ocelí při zachování potřebných plastických vlastností a hodnot vrubové houževnatosti, zatím dosahované zvýšení pevnostních vlastností nepokrývají však plně nároky konstruktérů. VffMZ je prakticky aplikovatelné při zápustkovém a volném kování, vede ke zlepšení konečných vlastností výkovků a značným technologickým úsporám pracnosti, pecní kapacity a energie při tepelném zpracování za současného zjednodušení technologie a zkrácení výrobních časů* 4, MartenBitlcké vytvrditelné oceli Pro vysoce náročné konstrukce a velmi namáhané součásti (zvláště v leteckém a raketovém průmyslu) byly vyvinuty a došly uplatnění nové druhy ocelí, vyznačující se vedle vysoké pevnosti

- 14-2

i vysokou lomovou houževnatostí a některými dalšími speciálními fysikálněchemlckými vlastnostmi (např. korozivzdorností). Jsou to tzv. „martensiticky stárnoucí" nebo též „martensiticky vytvrditelné"-(maraging) oceli, které jsou v současné době představovány dvěma hlavními skupinami t Ni-ocelemi s obsahem Ni nejčastěji v rozmezí 12 až 18% a dalšími přísadami Mo, Ti, AI, ev. Co a i Gr s velmi nízkým obsahem C (^0,0356); a nerezavějícími ocelemi. CrNi, které se ještě dělí na dvě podskupiny: s úplnou transformací a s řízenou transformací. Chemické složení vybraných značek obou těchto podskupin CrNi nerezavějících ocelí je uvedeno v tab.č.7. Používané tepelné zpracování a dosahované mechanické hodnoty některých těchto značek jsou pak uvedeny v tab.5.8* Pro obě hlavní skupiny ocelí je typické, že po zakalení se dosáhne relativně nízké tvrdosti (pevnosti) a k výraznému zpevnění dochází až v důsledku vytvrzování při následujícím popouštění* Tato skutečnost usnadňuje i operace obrábění součástí z těchto ocelí v zakaleném stavu. Obě podskupiny CrNi ocelí se liší tím, že u ocelí s úplnou, transformací je v důsledku celkového nižšího obsahu Cr a Ni po ochlazení z kalících teplot už za 'normální teploty přítomný převážně martensit (s. jen malé množství zbytkového austenitu), kdežto u ocelí s řízenou transformací se úplné transformace austenitu na martensit dosáhne až při ochlazení na cca -75°C (Mf). V obou případech je však základní strukturní součástkou ňízkouhlíkový legovaný martensit - je to jehlicovitý martensit s dislokacemi (též je označován jako „laikovitý" - hustota dislokací v něm dosahuje vysoké hodnoty 0,3 až 0,9 *~10 ? cm ) -, který ee vyznačuje značnou houževnatostí a jeho dislokační substruktura dává předpoklad pro jemnou homogenní disperzi precipitátu. U ocelí s řízenou transformací se předpokládá - v souladu s dřívějšími studiemi vysokochromových ocelí, - že při nižších popouštěcích teplotách z martensit u vyloučený cementit Pe,C se* zpětně rozpouští v matrici a metástabilní Cr^C, se vylučuje hlavně separátní nukleací (a přispívá tak k vytv^zoyacímu efektu),

| [ i

- .15 - 2

. a při dlouhodobém popouštění na 500°C nebo kratším popouštění na vyšších teplotách přechází pak v stabilní M 2 ,Cg. V přítomnosti Mo a i W je podporováno vylučování karbonitridické fáze M 2 X ještě před tvorbou Cr^C*, která vzhledem ke své morfologii i distribuci v matrici může mít též významný zpevňovací efekt. Budou-li v přesyceném marteneitu rozpuštěné prvky jako AI, Ti nebo Cu, pak při ohřevu na teploty 450 až 55O°G se budou z martensitu vylučovat intermetalické fáze NiAl, NiTi nebo Cu jako - aubmikroakopické Sástice a způsobovat stárnutí, jehož mechanismus není neopodstatněné pokládat za obdobný stárnutí hliníkových slitin (včetně tvorby Guinier-Prestonových zon a přechodného precipitátu). Lze předpokládat, že ve výsledném vytvrzovacím efektu se budou uplatňovat všechny tři hlavni formy vytvrzování: vnitřní pnutí - v přítomnosti koherentních zon a částečně i přechodného precipitáiu se kolem těchto překážek ve slitině vytváří napěťové pole (koherentní pnuti), s nímž pak dislokace interaguje; chemické vytvrzováni - interakce dislokace s vnitřní strukturou překážky při jejím průchodu působí rušivě na uspořádanost atomů uvnitř částice, což je překážkou jejího dalšího pohybu; disperzní vytvrzování - v přítomnosti hrubšího nekoherontního stabilního precipitátu (vzhledem k relativně velké vzdálenosti mezi jednotlivými částicemi) dislokace jej obchází, při překonávání těchto překážek se uplatňuje příčný skluz. Vytvrzovací efekt při popouštění oceli D .51 je znázorněn na obr.č.29. Procesy probíhající při popouštění ocelí s úplnou transformací jsou, obdobné. ¥ přítomnosti vyššího obsahu Mo se uvažuje též s precipitací lavesovy fáze FegMo, za přítomnosti vysokého obsahu Co's fází Fe,Co, ev. s X-£ézí. Jak je zřejmé z literatury /5,35,36,37/ jsou v zahraničí intensivně tyto typy ocelí studovány. U nás jsou ve stadiu výrobního ověřování dvě značky t ocelí (tab.č.9). V porovnání se zahraničními značkami jsou naše oceli úsporněji legovány (nižší obsah Cu i Mo). Zkušenosti z kování pokusných lopatek z těchto oceli ukazují, že lze volit úspěšně technologiokó postupy jako u prostých či modifikovaných

- 16 - 2

Cr ocelí (jen kovací teplota je volena poněkud nižší a mezi . vykováním a konečným tepelným zpracováním je zařazeno napouštění 350°C/8 hod./vzduch). Velmi positivní jo zjištění, že deformace lopatek z DV-ocelí jsou výrazně nižší než u ocelí T60 a AK 1. Námi použitý režim tepelného zpracování a docílené mechanické hodnoty jsou uvedeny v tab.5.10. Ve srovnání se zahraniční praxí nepoužíváme homogenisačního žíhání při vysokých teplotách. Docílené mechanické vlastnosti zcela splňují nejvyšší požadavky konstruktérů. Typ 12Cr5NiMoNb dává rovnoměrnější a vyšší mechanické hodnoty. Ve stavu po TMZ + 75O°C je dle rtg. zjištění mikrostruktura tvořena martensitem, NbC a stopami ý". Po dlspersním žíhání precipitují z tuhých roztoků velmi jemnozrnné fáze, které čekají na svou přesnou identifikaci (obr.č.30). Tyto typy . ocelí se tudíž jeví jako nejperspektivnější materiál na koncové lopatky projektovaných parních turbin.

5. Ochrana koncových lopatek proti erozi Kondenzující vodní páry vytváří v nízkotlaké části na povrchu dyšeň zvlněný vodní film, který zvolna stéká z odtokových hran dyšen jako tenké praménky či kapky, které se rozprašují v mezeře mezi dyšnami a oběžnými lopatkami. Mnohonásobné údery drobných kapiček vody o povrch oběžných lopatek, zejména o jejich náběžnou hranu volného konce způsobují rozrušování materiálu lopatky, které se označuje jako eroze /45/. Tento proces způsobuje často vážné potíže při provozu turbin, a proto je jeho eliminaci věnováno intensivní úsilí konstruktérů a materiálových odborníků* Odstraňování zkondensované páry různými konstrukčními úpravami v rozváděcím systému turbiny je jednou z nejefektivnějších cest podstatného snížení eroze. Hlavní pozornost je však dosud .převážně zaměřena na materiálové řešení. Existují následu- ' jící způsoby řešení tohoto problému: " 1) Způsoby povrchové ochrany lopatek tenkými vrstvami Eroze lopatek začíná na jejich povrchu. Proto je řada prací zaměřena na ověření možnosti zvýšit odolnost proti erozi vytvořením povrchové rrstvy (obvykle tvrdé) na pevné, poměrně tvarné a houževnaté lopatce. \! |t

;? í \ r

- 17 - 2

Byly vyzkoušeny lopatky diruznš chromované /45/, nikl-boridované /46/ a nitridované /45/. Vrstvy mají sice vysokou tvrdost, jsou však současně poměrně slabé (obvykle maximálně desetiny mm) a značně křehké. 0 jejich účinnosti existuje řada protichůdných údajů, celkově však jejich účinnost je malá. Byly zkoušeny elektrolyticky nanesené vrstvy niklu nebo tvrdého chrómu; i jejich účinnost se ukázala být nízká. Jiskrovým výbojem mezi elektrodou a povrchem lopatky dochází k místnímu natavení malých objemů obou materiálů a jejich smíšení. Na povrchu lopatky se tak vytváří legovaná vrstva, pevně spojená s materiálem lopatky. Její tlouštka je až do 1,5 mm. Tento způsob byl vyvíjen a použit jako jeden z nejvhodnějších, např. v SSSR v Charkovském závodě turbin. Fro najiskření lopatky z oceli lCrl3 byly použity elektrody ze slitiny T15K6 (ij.5% Ti, 6% Co, zbytek železo), ferochromu a stelitu. Elektrodou T15K6 se zvyšuje odolnost až 2,5x /47/. Najiskřovací zkoušky byly prováděny i ve ZVIL -' o.p.Škoda Plzeň. .Bylo zjištěno podstatné snížení únavové pevnosti najiskrené lopatky, což lze do jisté míry potlačit válečkováním najiakřeného povrchu. . ?. . 2) Ochrana'lopatek návary a stříkáním U nás se způsob ochrany návary uplatňuje především v IBS -7.V3 Brno /48/. Používají se v podstatě dvě elektrody: ŽU 05 Mo (1,2% C; 0,3% Mn; 0,5* Si; 28,5% Cr; 4,5% W; 53% Co; 6,5% Mo) a E-B 561 (E-10 Co) - (1,4% C; 27% Cr; 4,5% W;10%Co). Tato ochrana se ukazuje jako jedna z relativně nejúčinnějších. .Stříkání tvrdé slitiny na nejvíce erodovaná místa lopatek je u nás zatím ve vývoji. V zahraničí bylo stříkání použito hlavně pro opravu již orodovaných hran. Např. v elektrárně El Paso Electric Co. byla erodovaná místa na lopatkách parních turbin nastříkána slitinou na bázi niklu speciální kyslíkovou pistolí /49/. Švýcarský patent z r.1968 doporučuje nástřik hran lopatek slitinou o' složení: 10-20% Cr; max.4% Fe; 1-5% Si; max.5% C a B; zbytek Ni nebo Co. -

- 18 - 2

3) Kalení náběžné hrany lopatek Fro zvýšení tvrdosti a tím i odolnosti proti erozi se zkouší již po řadu let kalení náběžné hrany lopatek. V 1BS-ZKG Brno je indukční kalení neběžných hran prováděno v současné době /47/ pouze u lopatek středních rozměrů s konstantním průřezem, které jsou vyráběny z taženého profilu; zde se indukční kalení osvědčilo. Ve ZVIL - Škoda Plzeň bylo zkonstruováno zařízení, umožňující provádět indukční kalení i lopatek kovaných, masivních s proměnným průřezem. Metoda je však stále ve stadiu vývoje. <

I

j i [ ' > '• |; i' i: |

4) Připájení destiček tvrdokovů í Jako dosud nejúčinnější se ukázala ochrana náběžných hran p lopatek připájenými destičkami tvrdokovů, většinou litých, na bázi Co-Cr-W (typ Stellit). Jedny z prvých experimentů v tomto způsobu ochrany se prováděly' již ve třicátých letech. Později byla1 vyzkoušena řada nejrůznějších slitin, ze kterých se nejlépe osvědčily stellity. Při provozních zkouškách v IBS ZKG Brno a laboratorních v SVÚM se jako nejlepší ukazují slii " tiny Sořmait I <3?S C; 3,5% Si; max.1,5% Mn; 28% Cr; 455 Ni; | zbytek Pe) a Crinitte (2,5% C; 0,6% Ší; 0,4% Mri; 30% Cr; j c 49% Co; 2,5% W; zbytek Pe). ' . j Ve srovnání s jinými materiály mají tvrdokovové destičky í značně vysokou odolnost proti erozi. Proto bylo jejich použití • po mnoho let velmi lákavé* Velký problém představuje upevnění ; tvrdokovové destičky na lopatku.' Upevnění se provádí pájením ! mosaznou nebo stříbrnou pájkou /50/. Dříve se používal ohřev ! plamenem, dnes se provádí ohřev indukční. Pájený spoj je [ však zdrojem častých vad - bublin, nespojených míst, trhlin, ; nebo působí jako nežádoucí vrub. Při' pájení dochází k ohřevu | jak povrchových oblastí lopatky, tak vlastní destičky. PoměrI ně vysoké teploty a pravděpodobná značná rozdílnost v tepelné I dilataci obou materiálů jsou zdrojem vysokých koncentrací napětí. Často dochází k odprýsknuti tvrdokovových destiček ještě před zatížením lopatky. ". "i '•

v

'

•

I ! •

19 -

2

Heterogenní povrchová ochrana (jako relativně nejodolnější) náběžných hran koncových lopatek proti erozi je tedy vážným, dlouhá léta řešeným problémem. U lopatek s vysokou pevností základního materiálu(a tím i povrchovou tvrdostí) se zdá být poněkud mírnější, nebot v konečných mechanických vlastnostech základního materiálu jsou předpoklady i vyšší erozní odolnosti. Přesto jsou sledovány i u nich možnosti jejich heterogenních ochran s použitím moderních, rozvíjejících se technologií; jde zejména o možnost využití svařování elektronovým paprskem a navařování kombinovaným plazmovým obloukem. Dosud provedené pokusy s elektronovým svařováním ocelí AK 1 a T60 (navařován Stellite) a tepelněmechanicky zpracovaná ocel H 11 (0,35# C-, 1,35% Mo; 5% Mo) - s níž dle /51/ byly získány v USA velmi dobré zkušenosti jako s antierozní ochranou - ukazují, že metalurgická svařítelnost posuzovaných materiálů je dobrá, ve svarech se nevyskytly trhliny ani jiné hrubší vady. Šířky ovlivněných oblastí jsou velmi malé. Na obr.5.31 je střední část svaru oceli AK 1 (nízkoteplotně popuštěné a tudíž s vysokou pevností) a Stellitu. Základní materiál je stellit a ovlivněná oblast o šířce 0,3 až 0,6 mm je dobře patrná jako tmavší pruh u přechodu svaru. Na pravé straně snímku je část ovlivněné oblasti oceli AK 1. Celková šířka ovlivněné oblasti AK 1 je asi 2 mm. Ve svarovém kovu došlo k pronášení obou-základních materiálů a vznikla jemná dendritická struktura, v níž lze pozorovat kryštalizační pásma. Průběh tvrdosti svarem je graficky znázorněn na diagramu na obr.5.32 a můžeme z něj učinit tyto závěryi Stellit má průměrnou tvrdost 515 HV 1, která se nemění ani v blízkosti přechodu svaru. Tvrdost základního materiálu AK 35 je 500 HV 1, v popuštěném pásmu ovlivněné oblasti klet-až na 340 HV 1 a naopak v zakaleném pásmu vzrůstá na 515 HV 1. Svarový kov spoje má v důsledku pronášení obou základních materiálů sníženou tvrdost o průměrné hodnotě asi 370 HV 1. Pro konečné posouzení vhodnosti těchto materiálů na pancéřování hran lopatek je nutné ověřit další mechanické vlastnosti svarových spojů (zkouška tahem, ohybem, únavová zkouška atd.).

- 20 - 2

Navařování oběžných lopatek kombinovaným plazmovým obloukem má proti ostatním používaným či zkoušeným způsobům ochrany výhodu v malém tepelném ovlivnění základního materiálu a v možnosti použít přídavného materiálu, jak ve formě prášku, tak i drátu. V úvahu přicházejí dva druhy přídavných materiálů: a) vytvářející návar s heterogenní strukturou; b) vytvářející návar s homogenní strukturou. Přídavné materiály dávající svarový kov s heterogenní strukturou se vyrábějí většinou ve formě prášku. Svarový kov je tvořen dvěma nebo více fázemi. Základní kovová hmota je tvořena buď Ni, nebo je na bázi Co. Zbývající fáze jsou většinou tvořeny binárním eutektikem (většinou t«r. Ni+Cr.,C,), dále pak karbidy typu M^C,, MgC, M23(C,B)g, Ni 3 B(Cr 2 B) a dalšími i intermetalickými fázemi. ' ' : Svarový kov s homogenní strukturou je kov finálně dávající martensitickou strukturu. K tomu účelu se používá austenitických. metastabilních ocelí na bázi Mn a Ni. V případě, že svarový kov bude tvořen metastsbilním austenitem, jsou reálné předpoklady, že plastická deformace (za provozu) povede k přeměnám ^'-^oí/ , nebo i k přeměnám -}u-*g» V poslední době byla u nás provedena studie provozní aplikace těchto ochran na koncové lopatce 200 WS turbiny /51/. Byla provedena konstrukční úprava hrany lopatky tak, aby byla respektována jak výrobní jednoduchost, tak i požadavky technologie navařování. Jako přídavného materiálu se použilo stellitu typu HA 012 (1,5% C; 27% Cr; 2%Si; 0,6% B; 3% Ni; 9,5%W; zbytek Co)?^ Dosažené výsledky jsou nadějné. I když návar nebyl proveden za nejvhodnějších podmínek, nebyly zjištěny žádná trhliny v základním materiálu ani v návaru a zvýšená tvrdost přechodového pásma zasahuje poměrně úzkou oblast (50^m) (obr.č.33). * x

'Poznámka: Navařovaná délka byla 300 mm. líávar byl proveden bez předehřevu a dohřevu lopatky - úmyslně k vyvolání našich podmínek.

- 21 - 2

Poděkováni

Autoři považují za svou milou povinnost poděkovat celé řadě spolupracovníků,jak z o.p.Škoda, tak i externích, za dlouholetou a úspěšnou spolupráci při řešení problematiky koncových lopatek. V mnoha případech se referát opíral i o výsledky jejich práce. Jsou to zejména KETDr.J.Ježek,CSc a V.Horová z ŮPM ČSAV pobočka Praha, Ing.Vl.Ustohal.CSc a Ing.Kašpar z VAAZ'Bmo, z ÚVZO o.p.Škoda pak především Ing.L.BaráSková, RUDr.V.Kaska, Ing.J'.Steiner a další.

- 22 - 2

Literatura: / I / Pechman,V.-Koutský,J.-Šmíd,<J.: Strojírenství, 23, 1973, 41. / 2 / Nehrenberg.A.E.: Metal Progress, 60, 1951, 64. /3/ Peter,W.-Matz,W.: Arch.Kisenhutt., 28, 1957, 807. / 4 / Kunitake.O?.: Iron a.Steel, 45, 1972, 647. Tarman,H.-Kreiner,E.: Symposium on the Physical-Metallurgical Problems and Problems Concerning Applied Mechanics in Manufacture of Large-Capacity Turbosets, Praha, Práce 1970, 308. Orenko,A.P.:

Fiz.Metal, i Metalloved., 18, 1964, 63§. Koutský,J.-Pokorný,R.-Vetýšk*-.S.: 5s.patent 2.103710. Kputský,J.-Bará5ková,L.-Klete5ka,Z.: Proceedings of the 4th Intern.Symposium on Electroslag Remelting Processes, Tokyo 1973, 266. Koutský,J.-Pechman,V.: Cestovní zpráva ze SSSR, ÚVZÚ, o.p.Škoda - CZ 13/73, Plzeň 1973. " * " '•"•'. /10/ Oding.I.A.s Izv. AN SSSR, TU, 1948, 1795. ' /li/ Lips,E.M.H.-Van Zuilen.H.: Metal Progress, 66, 1954, 103. /12/ Schmatz.D.L.-Shyne.J.C.-Zackey.V.P.: Metal Progress, 70, 1959* 66. Bernštejn,M.I.-JDemina,E.L.-Safonova,K.E.: Metalloved. i Term.obrab.metal., 1962, 1, 23*

'

•

-23 -

2

Bernš.te;jn,M.L.-Rachštat,A.G.: Stal, 8, 1962, 346. Bernštejn,M.I.-Čerepanova,G.I.-Hyžak,S.S.: Metalloved. i Term.obrab.metal., 1963, 4, 5. /Í6/ Guljajev,A.P.-Šigarev,A.S.: Metalloved. i íerm.obrab.metal.i 1961, 5, 9.

_,

y

/17/ Guljajev,A.P.-Sigarev,A.S.: Metalloved. i íerm.obrab.metal., 1963, 4, 9. /IS/. HyspeckájL.-Mazanec,K.: Fyzikálně metalurgické otázky tepelněmechanického zpracování oceli. Rozpravy ČSAV, řada techn.věd, 78, 1968, Academia : Praha, /19/ Hyspecká,!.: Studium lomových charakteristik martensitických ocelí a slitin. Sborník věd.prací VŠB Ostrava, řada hutnická, 16, 1970. /20/ HabroveCjP.-ŠkarekjJ.-Ryšjř.-iiounickýjJ.: Sborník konference o martensitu, Ostrava 1966, C-l. /21/ Habrovec,F.-Škarek,J.-Ryš,P.: Kov.mat., 10, 1972, 129. /22/ Pevzner,L.M.-Roščina,I.N.-Kubiškina,T.D.-Zaslavskaja,L.V.: Metallovedenije i Termoobrab.metal., 1963, 4, 13* /23/ Potak,J.M.-Oržechovskiá,J.P.: Metalloved. i Term.obrab .metal., 1961, 5 , 2 . , 1

/24/ Schmatz.D.L.-ZackayjV.í .: Trans.ASM, 51, 1959, 476.

.

/25/ Smirnov,I.V.-Sokolkov,E.M.-Sadovski3,V.D.: Dokl. AN SSSR, 103, 1955, 6. • /26/ Sokolkov.E.N.: Fiz.metal. i Metalloved., 3, 1959, 306. /27/ Jusétusson,V.M.-Zackay,V.F.: Metal Progress, 82, 1962, 111.

.

•

- 24 - 2

/28/ Bron,D.J.-Rachštat,A.G.-Levites,I.I.: Metalloved. i Term.obrab.metal., 1963, 4, 30. /29/ Cohen,M.: . Joura.Iron Steel Inst., 201, 1963, 833.

.

/30/.Hyspecká,L.: Kandidátská disertaSní práce, VŠB Ostrava, 1964. /31/ Gavranek,V.V.-Filipova,E.K.: Metalloved. i Term.obrab.metal., 1972, 2, 34* /32/ Hrabě,J.-Je-ek,J.-Koutsky,J.: Kov.mat., 12, 1974, 748. /33/ Phillips,R.-Duckworth,W.E.: Appl.Mater.Research, 5, 1966, 13. /34/ Zackay,V.P.-Justússon,V.M.: High Strength Steels, ISI, Spec.Rep. 76, 1962, 14. /35/ Carpenter Custom 445, Alloy Digest, April 1967. /36/ Barker,R.: Metallurgia, 76, 1967, 49. /37/ Boga£ev,I.N.-Zvigincev,N.V.-Žuravěl,L.V.*Maslakova,I.M.J Piz.met. i Metalloved., 28, 1969, 341. /38/ Klesnil.M.-Lukáš.P.: Strojírenství, 23, 1973, 34. /39/ Paris,P.C.-Gomez,M.P.-Anderson,W.: The Trend in Engineering, 13, 1963, 116. /40/ Paris,P.C.TErdogan,P.: Trans.ASMED 85, 1963, 528. /41/ Klesnil,M.-Iukáš,P.-Man,J.: ' Výzkumná zpráva Ústavu fyzikální metalurgie ČSAV Brno,1974. /42/ Witt,F.J.-Mager,T.R.: Nuclear Bng.a.Design, 17, 1971, 91. /43/ Witt,P.J.-Berggren,R.G.: Exp.Mech., 1971, 193.

-25-2

/44/ Holzman,M.-Škarek,J.: Zpráva Ústavu fyzikální metalurgie ČSAV Brno, 1974. /45/ Erozija lopatok v párových turbinách, Izd.Energia, Moskva 196.5. • ' /46/ Kosjak.J.P.-Savuk.V.P.: Energomaš., I960, 7, 35. /47/ Ustohál,Vl.: Výzkumná, zpráva VAAZ Brno, 1971. /48/ Pospíšil,?.: Výzkumná zpráva PBS, n.p.ZKG Brno, 1964. /49/ Welding Process Puts Turbine Back in Action, Welding Journ., 47, 1968, 220. /50/ Prusiecki,J.: Przegl.Spawalniczwa, 14, 1962, 207. /51/ Bechwith,DeJ.-Tomalin,P.P.: Symposium oň, the Physical-Metallurgical Problems and Problems Concerning Applied Mechanics in Manufacture of LargeCapacity Turbosets, Praha, Práce 1970, 260. /52/ Kašpar,J.: Výzkumná zpráva VAAZ Brno, 1974. /53/ Koutský,J.-Pechman,V.: Izotermální tepelné zpracování 12% Cr ocelí. Sborník IV.mežin.symp. „Kovové materiály a Jejich tepelné zpracování", Karlovy Vary, 11.-15.9.1973. '

-26-

Text k obrázkům;

2

..

Obr.č.l. Mikrostruktura oceli AK 1 po tepelném zpracování 1000°C/olej, kyselina pikrová, zvětš.500x. Obr.5.2. Detail předcházejícího snímku, extrakční replika, zvětš.8000x. Obr.č.3. Mikrostruktura oceli AK 1 po tepelném zpracování, 1000°C/olej - 350°C/8 hod./vzduch, kys.pikrová, 500x. Obr.5.4. Detail předcházejícího snímku, extrakční replika, zvětš.8000x. Obr.5.5. Diagramy izotermického rozpadu austenitu 12$ Cr oceli podle Nehrenberga /2/. ; Obr.5.6. Diagramy Izotermického rozpadu austenitu 12$ Cr oceli dle /3/. Obr.č.7. Mikrostruktura oceli AK 1 po ITZ (1000°C - lázeň 210°C), extrakční replika, 8000x. ••••.. Obr.5.8. Průběh vrubové houževnatosti v závislosti na teplotě přerážení*

;

Obr.č.9. Mikrostruktura oceli AK 1 po ITZ s popuštěním na 350°C/ /8 hod./vzduch, extrakční replika, 8000x. Obr.č.lO. Mikrostruktura oceli AK 1 po ITZ (1000°C - lázeň 210°C/ /8 hod./vzduch), extrakční replika, 30.000x.

:

Obr.č.ll. Mikrostruktura oceli AK 1 po ITZ (1000°C - lázeň 210°C/ /& hod./vzduch), folie, lOO.OOOx.'

'

Obr.č.12. Schema bainitické transformace v nízkolegovaných ocelích dle / 4 / .

]

Obr.č»13. Vliv popouštění na mechanické vlastnosti oceli T60. Obr.č.14. Vliv teploty kalení na tvrdost oceli TéO v kaleném stavu, " ' ' Obr.5.15. Shluk karbonitridů na povrchu lopatky, zvětš.500x.< Obr.č.16* Hrubé struskové částice, zvětš. lOOx.

" :

- 27 -

2

Obr.č.17. Licí oxidické kůže, zvětš.lOOx, Obr.č.18. Jemné trhlinky v oblasti oxidickýeh kůží, lOOx. Obr.5.19. Šediny, shluky oxidických vměatků, lOOx. Obr.č.20. Závislost meze pevnosti na množství poruch v krystalografické mřížce. Obr.5.21. Průběh změn hodnot meze kluzu ( ®jr+) a vrubové houževnatosti (R) v závislosti na teplotě popouštění pro jednotlivé varianty tepelného zpracování. Obr.5.22. Výsledky únavových zkoušek vzorků popuštěných na 620°C po různých způsobech TMZ. • ' • Obr.č.23* Snímek extrakční repliky nepopusteného vzorku " po 2xTMZ, zvětš.30.000x. Obr.č.24. Snímek extrakční repliky vzorku z iobr.č.23 popuštěného na 620°C/2 hod./vzduch, z'větš.30.000x» Obr.č.25. Hodnoty vrubové houževnatosti R (J*cm . ) po popuštění na 35O°C/4 hod./vzduch. Obr.č.26. Hodnoty vrubové houževnatosti R (J»cm na 65O°C/4 hod./vzduch.

) po popuštění

Obr.č.27. Hodnoty tvrdosti HV 30 různě tepelně zpracovaných vzorků v závislosti na teplotě popouštění* Obr.č.28. Mikrostruktura oceli T60 po NIMŽ, nepopuštěno, extrakční replika koled., zvětš.30.000x.

v'

Obr.5.29. Změny pevnostních ( ^p+» 6l ^) a plastických (R, o ) vlastností oceli D.51 s popouštěcí teplotou. Tepelné zpracování před popouštěním: rozpouštěcí žíhání 1050°C/ /voda; podchlazení na -76°C. Doba setrvání na popouštěcích teplotách - 6 hod., ochlazení na vzduchu. Obr.č.30. Mikrostruktura disperzně vytvrditelné oceli po TMZ + + 57O°C, extrakční replika, zvetš.10.OOOx. Obr.č.31. ííikrostruktura střední části svaru AK 1 a stellitu,50x. Obr.č.32, Průběh tvrdosti HV svarem. Obr.č.33. Průběh mikrotvrdosti ,HM návarem a základním materiálem*

Tabulka 6.1. Vysokopevné zahraniční 12% Cr oceli pro turbinové lopatky.

označení

Mn

Jethete M 152 Rex 566

Si C 0,10 0,25 0,10 0,40

0,60 0,80

XlOCrNiMoVKb 121

0,10

0,40

0,40

XlOCrrľiMoVNb 122

0,10 0,35

0,65

chemické složení v % hro. P Cr V Nb S Ni Mo 12,00 2,25 1,75 0^35j 11,50 2,30 1,40 0,25 max. max. 11,50 max. 1.75 0,85 0,10 0,15 0,03 0,03 0,03 max. max* 11,50 2,00 1,50 max. 0,15 0,15 0,03 0,03 0,03 ro I

Tabulka 5.2. Chemické složení oceli T60 V % hm.

C

Mn

Si

0,20 0,25

max. 0,80

max. 0,60

P max. 0,035

S

.

max, 0,035

Cr 10,5 12,5

h

Ni

Mo

1,3 1,8

0,40 0,60

W 0,60 1,00

V 0,15 0,25

Ti(Nb) 0,20 0,25

Tabulka č.3. Chemické složení oxidických vměstků v % hm.

původní předkovek po elektrostr.přetav.

SiO 2

PeO

MnO

0,0021 0,0018

0 ,0006 0 ,0004

stopy stopy

M 2 °3

0 ,0092 0 ,0039

Cr 2 O 3 0,0004 stopy

TiO 2 . 0 ,0017 0 ,0001

celkem 0,0140 0,0062

Tabulka S.4. Zpracování experimentální tavby. označ, tyče

ohřev pro protlačování

(KZ)

1150°C/8 hod.

vermiculit

115O°C/5 hod.

oleí .

PÍ

(TMZ) P 2

Tabulka č.5t

ochlaz* po protlačování

tepelné zpracování kalení popouštění 1120°C/30'/vzduch 25O°C 680°C 96O°C/3O»/vzduch

250°C 680°C .

i

ro

Mechanické hodnoty. mechanické hodnoty

označ. popoušt. teplota

KZ TMZ

25O°C 680°C 25O°C 680°C

/MPa/ 1187

1 /MPa/ 1451

754 1216 754


/%/

894

10,0 19,6

43,6 62,0

1451 909

9,3 17,3

41,2

53,3

RM /J»cm"2/ 62,8 106,68,103,-

HY 495 299 498 309

ro vo

e

0C /MPa/ 618 461 765 510

•Tabulka č . 6 .

Chemické složení pokusných taveb. obsah legujících prvků v % hm

tavba číslo

C

1

0,19

0,48 0,30 0,042

2

0,15

0,38

0,26

3 4 5 6.

0,16

0,46

0,16

0,36

0,14

Mn

Si

P

S

Cu

Cr

Ni

Mo

V

W

Ti

0,18 12,57

0,13

0,028 0,18 11,67

lt81

0,30 0,044

0,030 0,19

12,53

0,13 0,42

0,25

0,040

0,029 0,20

11,55

1,85 0,47

0,37

0,27

0,044

0,030

0,15

0,35

0,28 0,042

0,029 0,20 11,94

7

0,17

0,36

0,62

0,035

0,030

0,12

12,71

8

0,15

0,40

0,33

0,042

0,030

0,20

12,11 1,87 0,52 0,22 0,90 0,24

0,042

0,026

0,20 12,29

1,81 0,52 0,19

o I

1,81 0,50 0,20 0,70 1,71 0,47

0,20

Tabulka 5.7. a) MV - nerez oceli s řízenou transformaci označení

země

norma

C

chemické složení v % hm Si Mn Cr Hi Mó Cu

j iné

Ni

-

9,4

1 .

-

9,4

24,1

-

1

-

9,2

23,1

3

-

-

H 0,1

9,8

22,3

0,8

16 4,5 3

-

-

N 0,1

11,5

21,3

USA

AISI 631

0,07

0,3

0,6

17

7

-.

PH15-7MO

USA

AISI 632

0,07

0,3

0,6

15

7

2

PHI4-8M0

USA

0,03

0,3

0,6

14

8

2

AM 350

USA

AISI 633 0,08

0,4

0,8

17

4

AM 355

USA

AISI 634 0,12

0,4

-. 1

ekv.

Cr

ekv. 23,1

PH17-7

-

Al

PV 520 S

Anglie

-

0,08

0,5

1,7

16

6

1,8 2

-

Ti 0,1

9,8

19,9

D 51

Anglie

- •

0,24

0,3

0,6

12

6

0,6

-

-

V 1+ B + 13,5 + Zr

18,5

-

0,08

0,5

0,36

15

8

-.

-

0,9

Chl5N9Ju

SSSR

H

I

Tabulka 5,7»

b) 1ÍV - nerez oceli s plnou transformací chemické složení v % hm Ni Cr Cu AI Mo

označení.

země

norma

PH13-8IÍO

USA

.-

0,03

0,1 j 0,2 12,5

AM 362

USA

-

0,03

C

Si

Kn

2,0

-

0,2 0,3 14,5 6,5

-

-

8,0

-

-

7,5

Custom 455

USA

-

•1 0,03 0,2 0,3 12,0

PV 5208

Anglie

-

0,05

APC 77

USA

-

0,12 0,1

0,2 14,0

D 70

Anglie

0,02 0,1

0,1 12,0 4,0 4,0

0Chl2N7JuM

SSSR

0,02 0,23

Cr

ekv.

0,21

4y5

12,3 7,C) 0,5

5.5S6A1 + ]

a

-Niekv. *

0,3 0,8 14,0 5,5 1,8 1,8

*"•

+

3 0 ( S Ž C

+

S 6 N )

i- 0,'fóCo + 0,3%Cu

jiné

Ni

ekv

Cr

-

8,5

ekv. 20,1

Ti 0,7

7,6

16,0

-

Ti 1,0 Nb 0,4

9,7

14,6

-

Nb 0,4

7,9

18,0

Co 13,0 V 0,3 Co 12,0 Ti 0,4 Nb 0,1 Zr+B+Al

12,8

22,5

-

-

0,8

-

0,1

- 0,7

13,0 19,5

i

Tabulka č.8o

Přehled mechanických hodnot DV - ocelí.

^0,2 /MPa/

mechanické hodnoty poznámka R ^Pt
45O°C

1147

1236

20

55

68

^ c a494 MPa

56O°C

986

1030

23

65

103

6^c=588 MPa

značka oceli

tepelné zpracování homogenisace vytvrzování

PV 520 _ (B)

1050°C/vzduch +85O°G/vzduch 1050°C/vzduch +750°C/vzduch

Custom 455

815-845°C

Chl5N9Ju

1000°C/voda

0Chl2N7JuM

1000°C/voda

AM 362

815-900°C/pec

480°C 540°C 760°C/2,5 hod. -7Ó°C/3 hod.

54O°C/3 hod.

I VAJ

1785 1402

1814 1442

8 14

25 45

932

1089

11,6

62

69

1059

1353

18

67

88

981

1118

• 14

62

88

961 1177

1030 1177

15 17

58 65

.—

Tabulka 5.9.

Chemické složení vytvrditelných ocelí použitých k výrobě zkušebních lopatek.

typ

C

lín

Si

Cr

Ni

Ho

DV bez Cu

0,05

0,39:

0,28

12,64

4,86

0,27

DV s Cu

0,05

0,37

0,31

12,35

4,98

0,28

chemické složení v % hm --~-\

Cu*

1

Nb 0,25

1,78

0,24

Tabulka č.10. Tepelné zpracování a docílené mechanické hodnoty u DV-ocelí z tab.č.9.

typ DV a Cu

DV bez Cu

tepelné zpracování

mechanické hodnoty

^Pt /MPa/ 1536 1395

f /%/

TMZ + 45O°C/8 hod. TMZ + 5OO°C/8 hod.

^0,2 /MPa/ 1328 1215

V /%/

14 12,8

48,2 48,2

36. 30

TMZ + 55O°C/8 hod. TMZ + 570°C/8 hod.

1078 1090

1171 1168

13,6 13,6

54,48,2

33 36

TMZ + 45O°C/8 hod. TMZ + 500°C/8 hod.

1180 1167

1410 1328

14,8' 13,4

52,3 53.8

63 60

TMZ + 55O°C/8 hod. TMZ + 570°C/8 hod.

1070 1052

1177 1162

13,6 15,4

51,54.- •

50 70 ;

/J»cm*2/ ro

\

Otr. 2

- 2 -

obr, 3

Obr. 6

Oceli 0pT%CgT2č%Cr Qcel2 0fi%C a i2f%Cr Ocel3 0,25%CaBJ%Cr 1OOO-.

1

W 100100010000

Bas [min] OcelWOOK/žOmin

1

10 100100010000

&e[min]

1

W 100 XOOJOCOO

oas[min]

0cel3.1250°/1h

Obr. 8

-50

-30

t

0

*20

*50

•700 ftploia

+150 xkouidní ĽC]

Obr. 9

Obr. 12

Obr.13

lJt

HV

749- 460 135-• 420

122

~

380

10F- 34G 9$

20

—X*

300

.60 • Í40

\

82- 280

12

70- 220

8.-10

15

180'

200

300

400

500'

600

700 650

750

Obr. 10

Obre 11

0,2(«m

Obr.15

•

.

.

.

-

•

*

• •

•*•

. .

. . * ' • - •

+ 2

Obr.16

01)r817

Obr.18

Obr.14 too

•

So •

tto

•

fib

A

isoo- ieo tóo-

*

/

/

>

iSo

; \ 00. AM

Obr.

í •

«

•

• 8so

*W0

tiOO

0)0 1300

20

*

fworahcko manoluysfatcktfčiř vlákán.

!

mnoishT poruch. ¥ icrysfoloyrttficJm

Obr. 2

Ote. 2L :

4500

Ote. 22

flOO •

e

TGO fex A/A - g»7WZ ) - • — -

6oo-

BOO-

popouif. CSO"C

Obr.19

Obr-23

Obr.24.

1

2

Popuštěno: 350'cl^hod 1KZ 2VTMZ 1 3NTMZ

1

2

X2

.3

5

6

Obr, é. 25.

.. ?

Cisln tavby

8

b) 15-

3 2

14-

3 Popuštěno: 650'qA hod. 1 KZ 2 VTMZ 3 NTMZ

jkpmlcŕr] 1

11102

2

1

3

7 6 .

1 7

2

3

-,

4

5 „ _. i '

6

7 asto favfa/

8

č-2(Ci;Ni)

tavba č.1 (Cr)

350 500 Sôfá2Čŕ 350 500 650 ['C] teplota pop-

teplota pop-

20

350

500 650[ť} 20* 350 teplota popObr. I

27.

500 650 ft] teplota pop-

Obr.28

Obr.30

Obro 3L

(CO

500 eoo •.Pcpoužtřci iepbia f C J

li § I I g

M í l i

HMSO Non •r

SSO

g h

Zdí/odru" mo/ar/rf/ '

11

-~~

~—

sod-

hso

\

Hoo

\

Sso.

X

a26"

•'^

SOO

0

11

*#

393

2R3 éso-

iM»~..g*'

251

too tío too

J

50 0

-

1

I

1

1

II

f——i

1

1

1

1

1 -3

LOMOVÁ MECHANIKA A JEJl POUŽITÍ PEO VÍ3ŽR MATEBIÁLÔ NA KONCOVÉ LOPATKY PARNÍCH TURBIN

P. Lukáš, M. Klesnil dstav fyzikální metalurgie ČSAV, Brno

1. Ú

V

O d

•

«••

"

•

:

Růst nároků na stroje a zařazení všeho druhu si v pos4 ledních desetiletích vynutil intensivní výzkum porušování kovových těles a konstrukcí v reálných provozních podmínkách. . Porušování kovových těles je v technické praxi v drtivé vč-tšini případů dáno nukleací a šířením trhlin. Pouze u malé čáati je determinován mezní stav jinými procesy;

příklady

táto kategorie jsou např. čistě korozivní porušení nebo nadměrné opotřebení. Z těchto důvodů je nukleace a šíření trhlin za různých provozních podmínek rozhodující pro posuzování spolehlivosti provozu strojů a konstrukcí. Příspěvek se zabývá pouze problémy šíření trhlin, otázky nukleace jsou zmíněny pouze okrajově. V reálných kovových tělesech jsou trhliny buäto již od počátku přítomny (např. svarové defekty, technologické trhliny atd.) nebo dochází k jejich nukleaci až při provozu. Existují v podstatě tři základní typy nukleace trhlin a to: (1) nukleace daná únavovým procesem v podmínkách cyklických vnějších sil

-2-3

(2) nukleace za podmínek současného působení korozního prostředí a napětí, tedy proces koroze pod napětím (3) nukleace v creepových podmínkách. Všechny typy nukleace jsou výrazně usnadněny koncentrátory napětí, nehomogenitami a defekty materiálu. V průběhu provozního zatěžování je pak-chování trhliny, v závislosti na podmínkách zatěžování, tvaru tělesa, prostředí a materiálu, dáno jednou z následujících možností: 1) Trhliny se nešíří. Provozní podmínky (velikost vnějších sil a agresivita prostředí) nepřekračují prahové hodnoty potřebné k Síření. 2) Trhliny se šíří subkriticky. Hychlost šíření je relativně malá. Rozšíření trhliny přes celý průřez může být záležitostí až mnoha let. 3) trhliny se šíří nestabilně, tedy křehce. Itychlost šíření trhliny je řádu rychlosti zvuku v daném materiálu. Z praktického hlediska je nutné potlačit možnost výskytu nestabilního šíření. Optimální by bylo vyloučit též možnost subkritického šíření triilin. Praxe však ukazuje, že tohoto cíle nelze v plném rozsahu dosáhnout a je nutno s možností subkritického šíření počítat.

2. L o m o v á

m e c h a n i k a

K zvládnutí problémů šíření trhlin je ©potřebí jak poznání mikromechanismu šíření za různých podmínek, tak spolehlivého, byí třeba čistě fenomenologického popisu makroskopické rychlosti šíření a podmínek nešířeni v závis-

• -

3 -

3

losti na působícím napětí, tvaru tělesa, materiálu a provozních parametrech. Právě tato druhá oblast, oblast popisu šíření trhlin, je v posledním údobí prováděna téměř bez výjimky metodami.lomové mechaniky. Lomová mechanika je ve své podstatě součástí mechaniky kontinua. Jejím základním postulátem je tvrzení, že makroskopické chování trhliny je determinováno polem napětí a deformace v okolí špice trhliny. Základními parametry lomové mechaniky jsou pak ty parametry, které napětové a deformační pole charakterizují. Nejjednodušším přiblížením je elastické řešení. J^ějme těleso z homogenního materiálu, které obsah'uje trhlinu (obr. 1); trhlina je ostrá - poloměr špice je nulový. Všechny složky tenzoru napětí

6-* jsou pak dány (např. /I/)

výrazem

or. = K . M 1J

(!) r l/2

kde K je součinitel intenzity napětí a je jen funkcí délky trhliny, geometrie tělesa a vnějších sil; f. . (©J je bezrozměrná funkce polárního úhlu. (Uvedená rovnice zachycuje případ . sil kolmých na rovinu trhliny - s největší pravděpodobností jeri tento případ je rcleventní pro reálné trhliny). 2 rovnice (1) vyplývá, že intenzita napětového a v důsledku toho;i deformačního pole je určena jen faktorem K. Pro nejjednodušší případ nekonečné desky s trhlinou o délce 21 , která je zatížena napětím kolmým na rovinu trhliny tak, že napětí ff . ve velké vzdálenosti od trhliny je homogenní, je K dáno známým výrazem K= ff (7T-1

)

1 / 2

•

'

(2)

-4-3

Součinitele intensity napětí pro tělesa konečných rozměrů a Tažné geometrie lze obecně vyjádřit ve tvaru K = ff (n-l)1/2

. f (i-)

(2a)

kde w je rozměr tělesa ve směru šíření trhliny, funkce f (-jp). • je obecně dána geometrií tělesa a zátěžných sil. Její velikost leží zpravidla v rozmezí 1 až 10; tato funkce byla v některých případech vypočtena analyticky, obecně je možno ji vždy vypočítat numericky pomocí počítačříové techniky., Ve v^ech reálných případech nutně dochází na špici trhliny k plastická deformaci, která vede k částečnému odrelaxování napětí a k otupení špice. Na rozdíl od elastického řešení není dosud k dispozici žádné zcela obecné a úplné elasticko-plastické řešení. Bylo však vypracováno několik modeld a provedeny přibližně výpočty, které umožňují získat základní názor. V oblasti u špice'trhliny překročí díky koncentraci hladina napětí hodnotu ff potřebnou pro plastipkou deformaci (obr. 2 ) . Na špici tak vznikne plastická zóna, tedy oblast, ve které došlo k plastické deformaci; v celém zbývajícím průřezu leží napětí pod touto kritickou hodnotou

6Q

a deformace je jen čistě elastická. ?okud je plastická zóna malá ve srovnání s rozměry tělesa a s délkou trhliny, je moínó provést analytické řešení praběhu napětí uvnitř i vně plastické zóny /2 až 6/. ^ro materiál, jehož deformační chaíakteristiká je lineárního typu'pro C < ff0 a mocninového typu pro C > 6"0

tedy e

6 =

= E .& 6

pro 6" < 0 0

o (~|~)n

p r o

-5-3

jsou složky napětí a deformace uvnitř zóny dány vztahy / 7 /

:

3J

, n) . -- - 5

(4a)

h,. > ffo» n

)

?

V těchto výrazech funkce ^ a f mají rovněž význam intensity, napětového č i deformačního pole, poněvadž zbývající

funkce

jsou pouze funkcemi 9 a r . Tyto funkce $ a f jsou však dány jen elastickým součinitelem intensity napětí K a materiálovými parametry

0" a n. Dospíváme tedy k mimořádně závažnému výs-

ledku, že napětóvé a deformační pole v případě malé plastické zóny je uvnitř ^óny charckterizovateiné

e l a s t i c k ý m ,

součinitelem intenzity napětí. Průběh napětí vně zóny v tomto případě je přirozeně elastický e je dán výrazem ( 1 ) . Souhrnně jsou výsledky pro případ malé plastické zeny (deformace malého rozsahu) zakresleny na obr. 2. Zbývá dodat, že i otevření špice trhliny S '(oťpení trhliny v jejím kořeni) a velikost plastické zóny R jsou funkcemi faktoru intansity napětí a to tvaru

5 = V (9,n) ( | - )

2

funkce U a V jsou analyticky vyjádřitelné..

,

(6)

-

6-3

Případ malé plastické zóny lze ťády shrnout tak, že napětové i deformační pole a rovněž i otevření špice trhliny a velikost plastické zóny jsou dány elastickým součinitelem intenzity napětí. Z tohoto důvodu je i makroskopické chování trhliny v tomto.případě determinováno součinitelem intenzity napětí. Případ, kdy plastická zóna je velká nebo kdy dojde ke zplastizování celého průřezu nebyl doposud v dostatečně . obecně platné podobě zvládnut. Úplné

analytické vyjádření

pole'napětí a deformací možné není; počítačovými metodami • lze přirozeně využitím metody konečných elempntů numericky vyřešit kterékoliv konkrétní případ, není však k disposici žádný jednotící faktor (analogie K - faktoru z elastického řešení), který,by charakterisoval v obecném případě napěiové a deformační pole. Z toho důvodu se pro popis makroskopického chování trhlin používá především dvou parametrů a to: - otevření trhliny v kořeni (COD); tuto hodnotu lze prakticky získat měřením otevření trhliny na povrchu těiesa a přepočtem - J-integrál, který se rovná změně potenciální energie tělesa U s délkou trhliny (J = §£>•---^ J- integrál vyjádřit prostřednictvím faktoru intenzity napětí pro případ malé plastické zóny. Použití J-integ.-álu je podstatně novější než použití COS koncepce a je rovnřž podstatně lépe teoreticky zdůvodněné. Na základě zatím omezeného počtu teoretických důkazů pro některé specifické případy lze se značnou oprávněností

-7-3

předpokládat, že právě J-integrál by mohl být hledaným parametrem pro popis napěťového a deformačního pole v případě velké plastické zóny. V této oblasti je možno očekávat další rychlý vývoj.

3.

Ä

p .1 i k a c e

na

r e á l n é

l o m o v é

m e c h a n i k y

t r h l i n y

Jak již bylo uvedeno v úvodu, lze-šíření.-trhlin dělit na šíření subkritické a na šíření nestabilní. Základní rozdíl spočívá v rychlosti šíření, -'ubkritické šíření trhlin lze dále dělit do tří základních kategorií a to podle provozních podmínek, za kterých k němu dochází: 1) únavové šíření trhlin. K tomuto šíření dochází při aplikaci střídových zétžžných sil. Vyšší teploty a korůzní prostředí nejsou podmínkou pro únavové šíření, celý proces však urychlují. 2) Korozní šíření trhlin. X tomuto typu šíření dochází při statickém zatížení tělesa s trhlinou, avšak v dostatečně agresiv íím prostředí. Vyšší teploty ani zde nejsou podmínkou existence korozního šíření, ve většině případů však rovněž proces urychlují.

•

3) Creepové šíření trhlin. Při statickém zatížení těles s trhlinami v oblasti vysokých teplot dochází k tomuto typu subkritického šíření. Je zřejmé, že kromě těchto základních typů subkritického Síření trhlin existují další typy, která jsou dány jejich superposicí. ^elmi běžný případ je např. šíření trhlin

;

- 8-3

v korozivním prostředí za působení jak statické, tak cyklické složky vnějšího zatížení. Jde tedy o superposici cyklického a korozního šíření trhlin. V nejobecnějším případě může dojít ke kombinaci všech typů a to za podmínek vyšších teplot korozního prostředí a obecného průběhu vnějších sil. V technické praxi jsou samozřejmě častější tyto kombinace; případy ."čistých", základních typů jsou pravděpodobně v menšině. V reálnech případech vytváří subkritické šíření trhlin přípravnou etapu pro porušení tělesa. áubkritickým. šířením ' dosáhne trhlina kritické délky, při které se začne-uplatňovat mechanismus nestabilního šíření, který vede k finálnímu lomu. V následujících pasážích probereme postupně všechny základní typy subkritického šíření i šíření nestabilního a to výhradně z hlediska fenomenologického popisu chování trhlin metodami lomové mechaniky. Otázkami mechanismu šíření za jednotlivých podmínek se zabývat nebudeme.

3.1. Únavové Síření Velikost plastické zóny při šíření únavových trhlin je zpravidla malá ve srovnání s rozměry tělesa s délkou trhliny. Jedná se tedy o případ deformace malého rozsahu, pro který můžeme používat parametrů lineární lomové mechaniky (součinitele intenzity napětí). Je tedy oprávněné fenomenologicky popisovat rychlost šíření trhlin, podmínky zastavení, velikost plastické zóny, otevření trhliny, residuélní pnutí

•

na špici trhliny atd. prostřednictvím faktoru intenzity napětí.

-9-3

Záklaéním postulátem celého lomově-mechanického přístupu je tvrzení, že chování trhliny závisí jen na deformačním poli v okolí její špice - tedy v případě únavového šíření trhlin (deformace malého rozsahu) jen na součiniteli intenzity napětí. Jinými slovy to znarcená, že křivky závislosti rychlosti šíření dt /dN na amplitudě součinitele intenzity napětí K„ (amplituda součinitele intenzity napětí je definována podobně jako amplituda napětí, tedy jako ( K m a x kde K

a KL.

^

jsou extrémní hodnoty faktoru intensity

v průběhu -zátěžného cyklu) by neměly záviset na:tvaru a velikosti těles. Experimentální výsledky ukazují, že tento předpoklad je poměrně dobře splněn. Na'obr. 3 je uveden příklad rychlosti šíření v oceli 12060 a to'jednak na vzorcích s boční trhlinou, jednak na vzoreích s centrální trhlinou (typy vzorků jsou na obrázku rovněž schematicky znázorněny). Je zřejmé, že experimentální body spadají do jednoho rozptylového pásma.

•

. •

S přijatelnou paroximací lze konstatovat, že křivka dt /dN vessus K a nazávisí na geometrii tělesa a zétěžných sil (srovnáváme-li tělesa zhruba stejných charakteristických tlouštěk). Existuje tedy dobrá báze pro přenos výsledků laboratorních zkoušek na reálná tělesa. Výsledky experimentálního měření rychlosti šíření trlilin lze schematicky v nejobecnější podobě prezentovat ve formě ukázané na obr. 4. lento obrázek vlastně reprezentuje syntézu všech dostupných údajů, ^rivka závislosti rychlosti šíření únavových trhlin na amplitudě faktoru intenzity napětí je v této log-log soustavě ve své střední části lineární, ^měrem k malým rychlostem šíření (malým hodnotám amplitudy faktoru

- 10 - 3

intenzity napětí) se asymptoticky blíží k jisté prahové hodnotě, pod kterou k šíření již nedochází, oměrem k vysokým rychlostem (a vysokýmhodnotám K) se tato křivka asymptoticky blíží k hodnotě, píi které dochází k závěrečnému lomu', tedy ke kritickému ' šíření. Z praktického hlediska'je nejdůležitější oblast středních a malých rychlostí včetně prahových podmínek. Vcelku málo významná se oblast velmi vysokých rychlostí, a to proto., že tato oblast je záležitostí již jen několika málo posledních at cyklů. -"chemicky ukázaná závislost rychlosti šíření na amplitudě faktoru inťnzity napětí je přirozeně déle modifikována, jak mechanickými podmínkami zatěžování, t«k materiálovými parametry a parametry prostředí. Itychlost síření pro střední hodnoty rychlosti vyhovuje rovnici typu

.

§=A.Kafl

:

. (7)

Tuto rovnici navrhl Paris / 8 / na základě měření rychlosti šíření únavových trhlin v hliníkových slitinách. Bývá také čqsto označována jako Parisův zákon. V oblasti středních rychlostí šíření tomuto vztahu vyhovují všechny materiály; A a fl je pak třeba chápat jako materiálové parametry. Velikost exponentu & se pro různé matepiály pohybuje v rozmezí 2 až 7, nejčastěji však mezi 3 a 4.

•

•

Parisův zákon je základem všech dosud navržených rovnic.
Tab. 1 Popis Jednotlivých..typů šíření trhlin metodami lomové mechaniky

--typ #íření

parametr použitelný pro popis chování trhliny

;

-*, kritická hodnota pro počátek procesu

rychlost šíření

tJnovové Síření

K - faktor

prahová hodnota K

dl /dN = f (K Q )

•0)

Korozní šíření

K - faktor

prahová hodnota K g

dl /dt = f (K)

Subkrit

:

- - Greepové Síření

K - faktor

VI

g

VI

M o •H

Nestabilní šíření

K - faktor COD J-integrál

dl Vdt = f (K)

lomová houževnatost K j C kritická velikost COD kriť' íká hodnota J-rC

řádu rychlosti zvuku

H O

- 11 - 3

diska plného podchycení podmínek nešířeni trhlin* Předpokládejme platnost Parisova vztahu s tím, že je třeba jej modifikovat tak, aby vyhověl podmínkám TJJJ = O pro Ka - Ka , kde K ap _ má význam prahové hodnoty K-faktoru. Nejjednodušší tvar, který t^nito požadavkům vyhovuje je

M

'Á

'

experimentálně bylo ukázáno, že prahová hodnota K

závisí

ha dosažené hodnotě amplitudy intenzity napětí K ; explicitní -;

tvar této závislosti je

.

•

kde K

K

a P =Kapz <:p- >?

je základní prahová hodnúba, která je materiálovou

konštantnou, ""osazením rovnice (9) do rovnice (8) dostaneme

(10) rovnice velice dobře vyhovuje experimentálním údajům. V uvedené podobě platí však jen pro symetrický cyklus, -^ro asymetrický cyklus je nutné ji doplnit. Charakterizujeme asymetrii cyklu parametrem P definovaným jako

K

JuciA

a

6

a

.

.

J e nejvyšší napětí cyklu. Rychlost Síření trhliny

lze pak vyjádřit rovnicí = A .

- 12 -3

Poněvadž pro prahové hodnoty je splněna rovnice (K

lze

a

J

P ~

""*

*lKn

'

»

^*

rovnici (12) přepsat též do tvaru

ft. i". [(..P')'-!^"-"-.',^)"], (14) tf je materiálová konstanta. Rovnice (13) a (14) byly experimentálně dostatečně ověřeny. Z hlediska praktických aplikací je z uvedených konstant rovnice (14) nejzávažnější základní prahová hodnota součinitěLe intenzity napětí K a D _. Pokud jsou podmínky zatěžování takové, že hodnota působícího součinitele intenzity napětí je nižší než tato prahová hodnota, nemůže dojít k šířehí trhliny, a to bez ohledu na předchozí historii zatěžování. Základní údaje o lomově-mechanickém popisu únavového šíření jsou spolu s údaji o jiných typech uvedeny v tabulce 1. «Je nutno zdůraznit,

Ze pro převážnou většinu praktických případů je šíření

únavové trhliny spojeno jen s deformací malého rozsahu, takže pro popis je použitelný K-faktor a není třeba brát v úvahu parametry elasticko-plastické lomové mechaniky. Máme-li k disposici pro daný materiál laboratorně získanou křivku rychlosti šířeni trhlin a křivku prahových hodnot,

jinými slovy, známe-li všechny konstanty rovnice (14), >

jä.možno (vzhledem k tomu, že tyto hodnoty nezávisí na geometrii tělesa) v principu řešit úlohy dvojího typu: 1) Výpočet residuální životnosti případně přípustných napětí pro těleso s trhlinou známého rozměru, 2) stanovení stupně odolnosti materiálů proti ?\'"?r.í trhlin.

- 13 - 3

3.2. Korozní šíření Rychlost šíření korozních trhlin je determinována nejen materiálem, ve kterém se trhlina šíří, ale i koroznímprostředím, které šíření způsobuje. Všechny veličiny, které korozní šíření popisují je pak nutno chápat jako veličiny příslušné dané dvojici materiál-prostředí. Korozní šíření trhlin probíhá v reálných případech zpravidla při poměrně malých působících napětích, takže podobně jako u únavových trhlin je i zde možno uvažovat případ malé plastické zóny na špici trhliny a je tedy možno pro popis makroskopického chováni použít sou-, činitele -intensity napěti. Závislost rychlosti šíření trhliny na součinitele intensity napětí je schematicky ukázána na obr. 5. lato křivka, jak již bylo uvedeno, závisí na dvojici materiál-prostředí, nezávisí však na geometrii tělesa. Tato křivka je ve své střední části poměrně plochá. Tato střední část je v některých případech velmi krátká, případně zcela chybí, Směrem k nižším hodnotám faktoru intensity napětí se křivka asymptoticky blíží prahové hodnotě, pod kterou k šíření trhliny v daném materiálu a v daném prostředí nedochází, Tato hodnota je označována v literatuře jako K g c c í sec - stress corrosion cracking). Směrem k vysokým hodnotám součinitele intensity napětí se křivka asymptoticky blíží - stejně jako v případě únavy - k hodnotě lomové houževnatosti materiálu K . Při dosažení tito hodnoty roste rychlost šíření nade všechny meze - jedná se tedy o přechod ke kritickému šíření trhlin. Příklad skutečné experimentální závislosti je ukázán na obr. 6.

-

Z praktického hlediska je mimořádně důležitá konstanta

-14-3

K

:

. Její velikost přirozeně závisí ná materiálu a jia

prostředí. Pro hrubou představu lze uvést, že K g c c může být pro silně agresivní prostředí jen zlomkem hočnoty lomové houževnatosti K j C ; pro málo agresivní prostředí je naopak jen o málo nižší než hodnota K j C < Rychlost šíření korozní trhliny lze ve atřední části křivky často popsat mocninovou závislostí. Analytické vyjádření závislosti se však zpravidla neprovádí, poněvadž nemá dostatečně obecnou platnost a pro praktické Účely není - na rozdíl od vínavového síření - nutné. I; , 3.3.

Creepové šíření

•

V posledních letech se objevilo několik prací, které

'•

:

ukazují., že šíření trhlin v creepových podmínkách (vysoké teploty, statické zatížení) lze velmi dobře korelovat se součinitelem intensity napětí. Jeden příklad z nedávié doby je ukázán na obr. 7. Kortlace mezi rychlostí šíření cree;;ovj'ch trhlin a elastickém součinitelem intensity napětí postrádá do značné míry teoretické zdůvodnění, poněvadž při těchto podmínkách probíhá plastická deformace pravděpodobně v celém průřezu. Protiargumentem je tvrzení, že díky zotavovacím pro-

í

ces-im nelze vlastně hovořit o plastické zóně ve smyslu silně

I

plasticky zdeformovaná oblasti s gradientem deformace. Bez ohledu na tyto nejasnosti však funkční závislost rychlosti creepového šíření trhlin na faktoru intenzity napětí je beze::spornj'm faktem. Jak plyne i z obr. 7, lže analyticky rychlost šíření vyjádřit' mocninovy"m vztahem typu |^ = konst. K

W

,

•

;

'

j.

' (15)

i

-15-3

velikost exponentu je řádu jednotky. O tom, do jaké míry existují prahové podmínky pro počátek procesu creepového šíření nelze v současné době mnoho říci. Lze předpokládat,, že bude existovat prahové hodnota závislá na materiálu a na teplotě, experimentální důkaz však zatím chybí.

3.4. Nestabilní šíření V předchozích odstavcích jsme dospěli k závěru, že u váech typů subkritického Síření trhlin lze v -reálných případech většinou použít pro charakterisování chování trhliny faktoru intensity napětí. Tak tomu bohužel není v případě nestabilního (kritického šíření trhlin). «^en menšina provozních nestabilních lomů- probíhá v takových podmínkách,paby je bylo možno označit ze případy plastické deformace malého rozsahu. V tomto případě lze pak okamžik počátku nestabilního lomu ehar.akterisovat kritickou hodnotou K„. '-^ato hodnota je závislá na tlouštce -tělesa, na geometrii tělesa a zátěžných sil a na teplotě, o rostoucí tloušíkou aaympto.icky klesá na nejnižší možnou hodnotu Kj£, která se označuje jako lomová houževnatost materiálu, i'ato hodnota je pak materiálovou konstantjaou, nezávislou na geometrii tělesa} závisí jen poměrně slabě na)teplotě. ?ro měření platných hodnot'Kj^ platí poměrně přísná pravidla z hlediska tloustky vzorku, tak aby byly dodrženy podmínky rovinné deformace. V explicitní podobě vyžaduje tato podmínka, aby tlouštka těr

lesa B splňovala vztah B '' •;.

ti

k

2,5 C-^-) Kt

. "

l.

i.

G

a

•

.

(16) .

- 16 - 3

Případy skutečně křehkého chování materiálů.lze dobře popsat pomocí této hodnoty KjC> ze které lze vypočítat kritickou velikost defektu pro dané napětí nebo naopak.a které lze rovněž použít pro charakteřisování odolnosti materiálu proti křehkému porušení -,.je zřejmé, že čím je vyšší hodnota KTQJ tím je materiál proti křehkému porušení odolnější. Materiály v používaných tloušíkách však velmi často uvedenou podmínku nesplňují, přestože v nich může k nestabilnímu lomu docházet, diskuse postupů, používaných v těchto případech pro charakterisbvání nestabilního Síření tr'ilin, je obsahem rozsáhlé zprávy /12/. ^ro naše účely je/zde užitečné zmínit je'dnu z metod -měření hodnoty K~,?poněFadž byl použit pro lopatkové materiály. Je to hodnota, charakterisující případy, které již neodpovídají podmínce (16), které však na druhé straně stále není nutnlo řešit metodami elästo-plastické mechaniky. Je to hodnota K» stanovená s respektováním korekce na plastickou zónu, je jii třeba chápat jako konvenční veličinu, která a ice není materiálovou konstantou, ale je vhodná pro relativní posouzení náchylnosti materiálů k nestabilnímu lomu. V oblasti kvasikřehkých lomů lze očekávat další rozvoj metod popisu okamžiku nestabilního lomu* zejména prostřednictvím J-integráľu.

4.

O c e l e ních

:

pro

i

k o n c o v é

s

l o p a t k y

.

p a r -

t u r b i n

V rámci spolupráce mezi o.p. JSkodej Plzeň a TÍFM ČSAV Brno • byly v našem ústavu provedeny experimentální studie /13, 14/,

- 17 - 3

umožňující posouzení odolnosti materiálů pro koncové lopatky parních turbin z hlediska jejich odolnosti proti šíření trhlin. Vzhledem k pracovním podmínkám (nepříliš zvýšené teploty, korozní prostředí vodních par, cyklické zatěžování a poměrně velmi vysokou střední složkou napětí) přicházejí u těchto antikorozních ocelí z uvedených typů šíření trhlin: a) únavové šíření b) nestabilní šíření Experimentální vzorky byly vyrobeny v o.p. 3koda. Celkem bylo dodáno 13 typů materiálů a to:

Tab. 1

.• .

.:

Přehled použitých materiálů Označení.

:

1. T 60/1436 2. T 60/1632 3. T 60/1776 4. AK; 1/17021 5. AK 1 : 6. T 60 H 7. 'K IZ

8. 9. 10. 11. 12. 13.

K 1 K 2 K 3 Kr4 K 3 K 6

. -

'0,2 MPa

ff

:

750

932 873 966

695 804

573 796 858 1118 1213 1135 1087 1000 .1087', 1092

Pt MPa

1

"

exp. mereni nestabilní únavové šíření šíření ano

ano ano

755

' ano

919 1001

. • ano

1369 1450 1341 1127 • 1030 1268 1Í21

ano '

ano ano ano ano ano ano ano

•

ano ano ano ano ano ano -' -

"

•-•

Z této tabulky je současně zřejmé, že únavové šíření bylo sledováno na vSeca typech materiálů, nestabilní šíření jen na .• . . . . materiálech s nižší•„ pevností do 1000 MPa.

- 18 - 3

Pro charakterisování odolnosti proti šíření únavových trhlin byly stanoveny křivky rychlost šíření versus amplituda faktoru intensity napětí a to pro dvě různé asymetrie, P = 2 a P = 11; dále byly nezávisle stanoveny prahové hodnoty. Výsledky měření pro jeden z materiálů jsou uvedeny na obr. 8. Je dále nutno uvést, že zkoušky byly prováděny za 1 aboratorní teploty na vzduchu.

.

•

\ Výsledky získané na všech třinácti materiálech umožňují relativní posouzení odolnosti sledovaných ocelí proti šíření trhlin a to na základě:

i

-.prahových hodnot pro šíření

:'•

- relativní: polojiy křivek rychlosti] Šíření Je zřejmé, 'Se čím vyšší budou prahové hodnoty faktoru intensity napětí a čím výše bude v grafu.d I /äM vs K

položena

křivka rychlosti šíření, tím bude materiál odolnější proti šíření trhlin. V nasek případě jsou důležité hodnoty pro vysoké stupně předpětí - pro vysoký parametr asymtetrie'. Vzhledem k tomu jsou finální výsledky1 presentovány pro P = 11 na obr. 9. V tomto obrázku jsou v závislosti na pevnosti vyneseny hodnoty: - základní prahová hodnota pro zvolenou lasymetrii (x)

•

I

K.„„ •

'

- amplituda faktoru intensity napělsií, odpovídající v grafu typu obr. 8 a hodnotě rychlosti siření', v = 10"^/im /cyklus ( A )' - amplituda' faktoru intensity napětí, odpovídající v grafu typu obr.! 8 hodnotě rychlosti šířiení v1 = 10"2
ro posouzení odolnosti materiólu proti šíření trhlin

platí jednoduché pravidlo a to 5ím vyšší je hodnota

Kapz

a čím vyšší jsou uvedené hodnoty K„ pro'zvolené rychlosti,

- 19 - 3

tím je materiál odolnější. Z obr. 9 plyne, že jak hodnoty

^a

, ^ a ^ n°dnoty K

pro zvolené rychlosti šíření"lze v tomto konkrétním případě korelovat s pevností. Přes značný rozptyl experimentálních bodů"je zřejmé, že s rostoucí pevností'klesá odolnost proti šíření trhlin. 2ato závislost však přestává být významná pro ťTpt > 1000 MPa. V oblasti pevnosti do 1000 MPa je závislost velmi výrazná. Jak plyne z obr. 9, jsou např. pro ocel

AK 1/17021 všechny

hodnoty K~± asi dvojnásobné ve srovnání s hodnotami pro ocele s ffp. > 1000 MPa. Jinými slovy, pro danou dálku trhliny je napětí potřebná pro její rozbehnutí (případně pro její šíření danou rychlostí) u ocele AK 1/17021 asi 2x vyšší ve srovnání s ocelemi i o

6",,+ > 1000 MPa. f

í

'•Vynesení finálních hodnôt v iávislosti na 6Q

2

(není

zde explicitně uvedeno) vede ke kvalitativně stejným výsledkům. Získaný výsledek vede tady k?závěru, že hlediska odol? nosti ocelí proti šíření únavových trhlin jsou ze sledovaných ocelí nejvýhodnější ocele s nejnižší pevností. ř ro pevnost vyšší než" 1000 MPa jsou však'již sledované ocele rovnocenné. Z hlediska praktické využitelnosti tohoto závěru je však třeba diskutovat otázku, do jaké míry simulovaly zvolené"laboratorní podmínky reálné provozní podáínkyi Experimenty byly provedeny za podmínek pokojové teplotyfv prostředí vzduchu a při vysoké hoOnetě afeymetrie - cyklická složka zatížení byla jen jednou desetinou'složky statické. Vé skutečnosti jsou koncové lopatky vystaveny^mimo zvýšeným teplotami; pracují v prostředí vodních par,3 průběh sil na ně působíttí jeíl značně komplikovaný. V dneš-

-20-3

ní době je dostatek důkasů pro tvrzení, že u- těchto- typů ocelí nemá teplota v rozmezí od 20°C do asi 100°C žádný' podstatný vliv na šíření únavových trhlino Totéž platí i pro vliv vodních par. Eeélný průběh sil je skutečně takový, že převládá statická (odstředivá) složka. Dá se tedy s'dobrým přiblížením říci, že uvedené výsledky se dají přenést i na konkrétní reálné provozní podmínky. Výsledky měření odolnosti proti nestabilnímu Síření •trhlin jsou ve finální podobě vyneseny na obr. 10. Zde jsou vyneseny hodnoty K I C (nižší teploty) resp. K- (vyšší teploty J v závislosti na teplotě pro všech šest sledovaných ocelí. Z obrázku je patrno, že mezi ocelemi není podstatný rozdíl při nejnižších teplotách (pod -140°C), při vyšších teplotách je však rozdíl dobře patrný. Nejmenší odolnost vykazuje ocel T 60/1776, poněkud vyšSÍ odolnost vykazují oceli T 60 1436 a T 60 1632, dále pak následuje ocel AK 1/17021, nejvyšší hodnoty K.. byty dosaženy u ocelí AK 1 a T 60 H. V oblasti pracovních teplot však nebyla provedena žádné měření odolnosti proti náhlému lomu - v této oblasti by bylo nutno měřit hodnoty COD a J-integrálu. I když v oblasti provozních teplot negeea zatím žádná měření nejsou, lze z průběhu křivek na obr. 10 a na základě zkušeností s měřením J j C na jiných typech ocelí usuzovat, že uvedené roztřídění zůstane zachováno i db vyšších teplot. Je však nutné měření za zvýšených teplot provést a to nejen na materiálech s pevností do 1000 MPa, ale na všech třinácti ocelích při použití koncepcí elasticko-p'Lastické lomové mechaniky.

- 21 - 3

5.

Závěr

a) Lomová .mechanika je v současné době dostatečně propracována, takže umožňuje široké praktické aplikace při stanovování kritických velikostí defektů (či kritických napětí) a při výběru materiálů z hlediska odolnosti proti šíření trhlin. b) V aplikaci na ocele pro koncové lopatky parních turbin byly získány tyto hlavní výsledky: - odolnost proti šíření únavových trhlin byla stanovena pro celkem třináct ocelí s pevností od 750 do 1500 MPa. Z hlediska odolnosti proti únavovému Síření trhlin jsou nejvýhodnější ocele 3 nejnižší pevností., ľro pevnost vyšší než 1000 MPa jsou však již sledované ocele rovnocenné. Tyto laboratorní výsledky zůstávají v platnosti i pro reálné provozní podmínky - ^dolncst proti nestabilnímu síření trhlin byla měřena jen na šesti materiálech s pevností od 750 do 1000 MFa. Získané výsledky nevykazují žádnou korelační souvislost s pevností; je žádoucí rozšířit měření do oblasti pracovních teplot a pro hodnocení využít elasticko-plastické lomové mechaniky.

22.3

L i t e r a t u r a 1

1. J . R. Rice: Ve sborníku ' r a c t u ŕ e , Vol. 2, ed. H. Liebow i t z , •"•cademic Press 1968, s . 191 2. G. P. čerepanov: P r i k l . Mat. Mech. ^ 1 (1967), 476 3* J . H. Rice, G. F. Rosengren: 3. iíech. Phys. »>ol. 16 (1968), 1 4. J . W. Hutchinson: J . Mech. Phys. S o l . 16 (1968), 13 5. Z. Bílek, J . . H ř e b í č e k , Z. Knésl: Kovové materiály 11 (1973), 623 i

6. Z. Knésl, J. Hřebíček, Z. Bílek: Ve sborníku Koncentrácia napätia a numerické metódy vo výpočtoch, Martin '1974, s. 62 7. Z. Bílek, Z. Khésl: Kovové materiály 1^ (1975), 99 8. P. G. Paria, F. Erdogan: J. 3asic. Eng. 85 (1963), 528 9. M. KLesnil, P. Lukáš: Únava kovových materiálů při mechanickém namáhaní, Academia 1975 10. J. Eickemeyer, F. Schlät: Neue Hutte 12 (1974), 232 11. T. Yokobori, T. Kawasaki, M. Horiguchi: Doplnčk sborníku z III. konference o lomech, Vrátná dolina, 1976 12. U. Holzmann: Makroskopická odolnost proti šíření trhlin při elasto-plastickém namáhání, Zpráva ÚFM ČSAV Brno VZ 262/351, 1975 13. J- Man, M. Holzmann: Hodnocení odolnosti proti křehkému porušení ocelí pro lopatky turbin, Zpráva ÚFM ČSAV Brno, září 1S74 14. P. Lukáš, J. 3artoš: Hychlost šíření únavových trhlin v ocelích lopatek parních turbin, Zprávs 0FM ČSAV Brno 332/VZ 245, 1975 / •

Text

k

o b r á z k ů m

Obr. 1

Schema tělesa s trhlinou

Obr. 2

Schematické znázornění deformace malého rozsahu

: !

Obr. 3 '

Bychlost šíření únavových trhlin pro dvě různé geometrie tělesa

i j

Obr. 4

Schematický průběh rychlosti únavového Síření v závisloati na amplitudě součinitele intensity napětí

| '

Obr. 5

Schematický průběh rychlosti korozního šíření v závisl o s t i na součiniteli intensity napětí

Obr. 6

Závislost rychlosti korozního šíření t r h l i n v oceli 66 MnSi5 v prostředí roztoku Ca(OH)p v závislosti na součiniteli intensity napětí. Převzato z /10/.

.

j ) '

•

'

i

!

! i ;

Obr. 7 Závislost creepového šíření trhlin v austenitické oceli typu 18/8 na součiniteli intenzity napětí. Převzato z /li/ • Obr. 8 Experimentálně stanovené křivky rychlosti únavového šíření v oceli K4 Obr. 9 ^rovnání všech sledovaných ocelí z hlediska odolnosti proti únavovému Síření trhlin

i

i

Obr. 10 Závislost K j C resp. KQ na teplotě pro sledované ocele

+ 54-3

Obr. 1

uvnitř

Obr. 2

plastická zóna

Obr. 3 i 1

3

To

i. 10'

10' ill

10*

6 S10 —

lit

20 30 K. [MPo m"1]

25-3

Obr. 4

•olta

o

logK,

Obr. 5

i ií

1

1 1 i

•OTO

J\

OJ

K

o

scc

i

_

K

i

i

c

j i -

Obr. 6

' -

•

1 Log K

#

10*

io s

io-

10*'

50

SO

70

K [MPom"2]

•

26-3 Obr.

7 - 8 10

HP

:

i

ste

650°C / /

i

IÔ1

Jo

2

Ó

1

Obr. 9 3

io

S —

J

10

I

15

10

.

50

K, [MPO m"(l

K [MPO n 1 ' 2 ]

! iífffíŤ ?!!! 10

« K w pro P-11 * Ka

pro äpj'Kf'jinÄykliJí.P'11

• K, pro

Obr. 10

!•

700

Ii

!i -200

-150

-100

-SO

TEPLOTA [*C]

•SO

1100

1500

•

0-4

Aplikace metod lomová mechaniky na hodnocení lopatkových materiálů

Ing. Petr Kasalický

-

ÚVZÚ

o.p.Škoda Plzeň

-1-4 Úvod K použití metod lomové mechaniky pro hodnocení lopatkových materiálů bylo přikročeno v o.p.Škoda po zjištění,Že dosavadní způsoby hodnocení mechanických vlastností nepostihuji v dosta- . tečném rozsahu rozdíly v chování ocelí za podmínek vysokého namáhání a nezaručují s dostatečnou znalostí průběhu porušování provozní bezpečnost a spolehlivost použitých ocelí« Prvé práce k určení lemové houževnatosti lopatkové oceli byly prováděny v ČSAV-tíPM v Brně v roce 1971 /!/. Pro ocel T60 (122sCr) byly stanoveny K I D ze zkoušek na rázovém kladivu se záznamem síly a byly stanoveny tranzitní teploty podle vrubové houževnatosti a podle vzhledu lomu na zkušebních tělesech 10x10x40 mm (ČSN 420381.5). V průběhu daláích let pokračovaly souběžně studie podmínek vzniku vlastního lomu i podmínek iniciace, šíření a zastaveni únavové trhliny.Byly stanoveny hodnoty lomové houževnatosti ocelí T60,ČSN 41 7021 (AKÍ) a 12Cr5NiMo, u kterých byly hledány vhodné způsoby tepelného zpracování a technologie výroby. V tomto referátu jsou shrnuty poznatky/ ze studia lomových parametrů uvedených ocelí použitím lineární i elastoplastické lomové mechaniky. Práce byla provedena pro úkol "Koncové lopatky/ parních turbin s vysokou mezí kluzvu a ochrana jejich neběžných hran" řešitelů Koutského a Pechmana / 2 / .

. 2 -

4

Metody hodnoceni náchylnosti ocelí k náhlym lomům.

UrčovánJÍ základního parametru lineární! lomové mechaniky lomové houževnatosti K ™ je v současné době normalizováno a měřeni! K ™ bylo prováděno podle požadavků těchto norem. Pro úplnoafc pouze základní vztah pro výpočet K I G /3/:

F Q je síla určená v diagramu F-V (síla-rozevření okraje trhliny) funkce j . (-é~) je definována normou. Za délku trhliny a je dosazována efektivní: délka trhliny s korekcí na plastickou zónu* Platnou hodnotui K~„ lze získat pouze na tělesech dostatečné tlouštky B, u kterýchi je splněna podmínka

^

2

, pak K J Q = K

Q

. (2)

Přestože veličina lomové houževnatosti K I G ve své základní podobě není většinou; přímo určitelná na tělesech běžných rozměrů u konstrukčních ocelí za normálních a zvýšených teplot,nepozbývá svůj význam vzhledem k jejímu analytickému definováni*

- 3 -r 4

Elastoplastická lomová mechanika i j j• i í .

i -

I i

Jedním z. nejvážnějších problémů elastcplastické lomové mechaniky je stanoveni správných, hodnot lomové' houževnatosti ze záznamů zkoušek malých: zkušebních těles. '

.

Porušení malých zkušebních těles nastává na rozdíl od velkých až po celkové plastické deformaci. Cesta pro získáni správných hodnot K- c vede přes zpracováni, nelineárních záznamů SÍLA - POSUV. (F - y) • , . J integrál.

i ]

J integrál,odvozený Ricem /4,5/>představuje intenzitu změny potenciální energie vzhledem ke ploše povrchu lomu. Je analytickým zobecněním rychlosti uvolňováni elastické defor- . mační energie G pro nelineární podmínky. V oblasti malých plastických deformací v kořeni trhliny je hodnota J integrálu ekvivalentní hodnotě rychlosti uvolňováni deformační energie:

J integrál lze interpretovat jako rozdíl potenciální energie mezi dvěma ..identicky zatíženými tělesy, majícími blízké délky trhlin o- a o- + da, » To lze vyjádřit matematicky: J -

- .-^-

.

•

(4)

-

4—4

1

Na základě této energetické definice J integrálu je možné provádět jeho experimentálni stanovenie Z řady aproximativních experimentálních postupů pro určování J jsme zvolili pro další použití přístup,podle kterého lze stanovit J z jednoho záznamu

•F-y jako /6/:

•

Z této rovnice vyplývá,že J integrál je dán pomocí plochy A J J ^ pod křivkou T^^ -y, od které odečteme plochu Á^^ trhla pod křivkou F j ^ - y b e z trhl.' 3 c t e r o u z J ^ s t ^ n i e P r ^ zatěžováni hladkého vzorku (obr.l). . Výsledný vzorec pro výpočet J j C má tvar-: :

JT„ I C

= 2 ( A M A X " A bez trhl. h.B

(6)

Tento vzorec byl základem pro experimentální stanovení J I C v dále uvedených aplikacích* Použitím rovnice (3) je vypočtena hodnota K j . Přístup volumetrické energie Použitím modelových zákonů byla propracována teorie,která vytváří předpoklady pro hodnocení materiálů v elasto-plastické oblasti.Teorie staví na rozměrové analýze,používané v modelové technice / 7 A . Jednotlivé veličiny,charakterizující mezní stav na vzorcích různé velikosti nebo na vzorku a na konstrukci,jsou uvažovány v normalizovaném tvaruo To ňapř.znamená,že síla je vztažena na * jednotku plochy -Q I posuv na jednotka'délky --^-. Normalizovaná energie,která je dána plochou pod křivkou normalizovaná síla - normal i sovaný posuv,představuje energii na jednotku ob,irir.u materiálu do okamžiku lomu a nazývá se volumetričká energie.Poaěi" volumetrických energií b je pak poměr normalizovaná energie do lomu pro tělesa různé velikosti nebo pro těleso a model. Přístup

m

4

volumetrické energie je založen na předpokladu,že poměr volumetrických energií charakterizuje lomové vlastncsti materiálu a je nezávislý např«na typu konstrukce nebo druhu zkušebního tělesa oPoměr volumetrických energií b tedy přestavuje významnou materiálovou charaktérištiku,která může být použitá k odvození hodnot lomové houževnatosti pro tlouštky větší,než je tlouštka zkoušeného vzorku<>Tato hodnota je značena Postup pro výpočet K j C m je následující

/7/:

1) Změříme plochu záznamu F-y (obr«2) po F ^ A Y & spočteme deformační energií A^^x* 2) Zvolíme bod Fo v lineární části záznamu F-y a spočteme deformační energií Ao pro Fo. < • .' 3) Spočteme poměr b s— . "" o 4) Provedeme výpočet KjQmpodle vztahu í .b*

(7)

Toto schéma platí za předpokladů: 1) K I C existuje při sledované teplotě 2) Před dosažením F J J ^ nedochází k subkritickému růstu trhliny 3) Iniciace:i šíření lomu nastává štěpným mechanismem. Pak K I C m = K I C • . Při vyšších teplotách,kdy vznikne houževnatý lom, je K I C = » K I C m . Kritérium K I C m leží tedy na bezpečnější straně hodnocenío Výpočet je slibný pro použiti při běžných aplikacích pro svou poměrnou jednoduchost* Sílu F Q lze určit také graficky sestrojením trojúhelníka s přeponou ve směru; elastické závislosti F-ý a 6 ploše rovné

- 6 -4 Experimentální postup Materiál: Sále je uvedeno hodnocení lomově-mechaniekých vlastností ocelí pro koncové lopatky parních turbin nejvyšších výkonů.Byly sledovány oceli ČSN 41 7021 a !E2Cr5NiMo po různých tepelných zpracováních. Ocel gSW 41 7021 (Poldi AK1) je klasická nerezavějící 12*Cr ocel. Studována byla použitelnost nízkoteplotního popouštěni a TMZ. Ocel 12Cr5NiMo představuje martenzitickou dispersně vytvrditelnou ocel typu COR 134o Obě oceli jsou antikorozní s mezí kluzui cca 1000 MPa,které je dosahováno u prvé oceli bud" izotermickým tepelným zpracováním (vz.KZl) nebo TMZ s nízkoteplotním popouštěním (vz.Kl,K2).To je použito i u druhé oceli s různým obsahem Nb a Cu (vz.K3-K6)o Tab.Tepelné;:zprae.použitých ocelí Struktura Zákl.me ch.vlastno sti Označeni bpi (íKf CSN.-41 7021 KZ1 klasická metalurgie+izoter- heteřogení 1085 1285 68 58 mické tep.zpracování sorbit • (bezdeformační) Kl klasická metalurgie popušt.mart . 1249 1380 67 60 po TMZ+popouät.400 C/8h s vyřádkova vzduch ným feritem K2 ESP+TMZ+popouStění heteřogení 1215 1390 58 33 500°C/8h; vzduch sorbit 12Cr5NiM6 ' .: s TMZ+popouštění 500°C/8h K3 hrubší 1001 1015 63 45 sorbit vzduch ., 12Cř5ŇiM6Nb : u K4 TMZ+75O"C/lh pec 100 C/lh ferit + 921 946 64 80 do 20°C ^popouštění 525 t karbi d /8h vzduch

K5

12Cr5NiMoNbCu [' • TMZ+850 Ô A h vzduch +popou- velmi: jemný 1200 tění 40O°C/2h vzduch+2.pop.b,ainit 45O°C/2hl vzduch 12Cr5NiMoNbCu

K6

raz+popoůštění 575"C/8h irzduch

1255

56 45

980 1001

55 42

••

3orbit+ žarbičlý

-7,-4 Od každé alternativy oceli bylo vyrobeno zkušební tyče pro zkoušky tahem i 4x30, zkušební tyče pro zkoušky RV & 10x10x40,zkušební tyče 10x10x40 a únavovou trhlinou pro zkoušky trojbodovým statickým ohybem k určení K j C různými způsoby. Dosažené výsledky: přináší uvedená tabulka.Je patrný uspokojený požadavek na vysoké meze pevnosti. Y£sledky._zkou|ek Y£äfe2Zi_i3£SÍeľSSÍ2SÍi_5Y (obr.3) uvádí teplotní závislosti RV a vzhledu lomu,z kterých byly vyhodnocený přechodové teploty. Přechodová teplota vrubové houževnatosti T t byla volena podle meze kluzu; pro ( j ^ ~ 1000 MPa jsme zvolili RV = 60 J/cm . Přechodová teplota podle vzhledu lomu T+ se určuje pro 50% podíl tvárného lomu na lomové ploše. Na tomto základě lze určit následující pořadí vzorků ocelí: n, 60

Vzorek K4

KL. KZ1 T60/1632 T60/1436 T60/1776 K2

+ + + + + +

80°C 30°C 30°C , ! 45 °C, ): 100°0 140°C • 170°C

m 50% -

80°C ' 80°C 30°C

+ 25 °C + 90°C + 125°C

-

70°C

U ostatních vzorků ocelí jsou hodnoty RV nižší á požadované RV=60 J/cm 2 není ve sledované teplotní oblasti -80°C - +200°C dosaženo vůbec„Do tabulky jsou pro porovnáni zahrnuty také výsledky s oceli T60 / 8 / . Pro úplnost a jako příklad" nesprávného hodnocení je v další tabulce provedeno porovnání ocelí, na základě často používané přechodové teploty T + , k t e r á má podle ASME oprávnění pouze pro I oceli o 'Kt = 250 - 320 MPa.

-8.-4 Vzorek

K4 K5 K3 K6

ia KZl K2

.

+

m 35 x t 80°C 80°C 80°C 50°C " 40°C 15°C 45°C

Vzorky ocelí K5,K3,K6 podle tohoto kritéria vykazuji dobré vlastnosti,přitom jak již bylo uvedeno,není vůbec dosaženo EV = 60 J/cm a nelze je podle 1+ ohodnotit. Hodnocení podle 35 nelze dále pro tuto třídu ocelí používat. Výsledky zkoušek lomové houževnatosti Byly stanoveny hodnoty K J Q , KJ a K j C m při zkouškách statickým trojbodovým ohybem na tyčích 10x10x40. Přehledné znázornění naměřených hodnot K j C a vypočítaných hodnot Kj a KjCm je na grafech (obr.4). Z grafů je zřejmý souhlas a návaznost mezi hodnotami Krn>Kj a ^TCm* V z ó 0 e m n ý ™ porovnáním těchto teplotních průběhu se vzorek K4 jeví jako nejvýhodnější.Vykazuje nejvyšší hodnoty Kj,kterd odpovídají K j Q konstrukčních ocelí. Pokles hodnot Kicj s teplotou je pozvolný J V obr.4 jsou informativně" vyneseny také hodnoty K Q , získané v předchozích pracech / 8 / na ocelích 160 H, AKL, které mají mez kluzu ^0,2 na úrovni 300 BPe. Porovnáním hodnot Kj.g vzorku K4 s hodnotami K Q těchto ocelí zjiälujeme u vzorku K4 značně vyšší hodnoty K j C , otázkou vůak zůstává vůbec oprávněnost poi^žit£-KQ pro hodnocení: vlastností oceli. • •'• .r;

-9 -

Závěr: Vhodnou volbou tepelného zpracování u disperzně vytvrditelných ocelí lze dosáhnout vysoké úrovně lomové houževnatosti při splnění požadavku na hodnoty o0,2 = 1000 MPaoPřesto,že nebylo možné- provést porovnání vypočtených hodnot. Kj, K r C m s hodnotami K j C , stanovenými přímou metodou na velkých vzorcích^lze vypočtené hodnoty uvažovat za vodítko při klasifikaci ocelí a jejich tepelného zpracování. Bylo zjištěno,že je běžně dosaženo stejná úrovně Kjg pro oceli o různých úrovních V + , ale z hlediska lomového chování je nutné zajistit odpovídající růst K I C s růstem
- 10 -

4

Seznam literatury

1. Holzmann,Kasalický: Hodnocení, ocelí pro disky turbin z hlediska křehkého porušení,Technická zpráva ČSAV-ÚFM,prosinec 71. 2. Koutsky J.,Pechman V.: Koncové lopatky parních turbin o vysoké mezi kluzu a ochrana jejich náběžnych hran,Interní zpráva ÚVZÚ Škoda,červen 1975. 3. 5áí 42 0347

.

4* Rice J.R.: J.Áppl.ľ«!ech.,June 68,s.379* 5. Rice J.R.jEosengren G.F,: J.Mech.Phys.Solids,1968, vol.16,s.1. 6. Rice J.R.: ASTM STP 536,s.231o 7. Witt F.J., Mager T.R.: Nucl.Engn.Des.^?!^©!,!?, s.91» • 8. Man J.,Holzmann M.: Zpráva ČSAV-ÚFM, září 1974.

- 11 - 4

Seznam obrázků:

1. Schéma určování J integrálu 2o Schéma určování 3* Výsledky zkoušek vrubové houževnatosti. a oceli T60/1632, fi/pt = 890 MPa. /9/ b " T60/1436, £ p t = 950 MPa / 8 / c n T6O/1776, ^ = 985 MPa / 8 / d " T60 H #p t =1020 MPa / 8 / e " ČSN 41 7021
*;\ •

A MA5ř.!" A bez trhj/ny ' ' j

POSUV y Obr.l

Schéma určování J;integrálu

•

t

É

0*A

a. V)

a

J /

f / /

Äo Obr.2 Schéma určování K T „ m icm

l

J

/

!

* -

t

> I

i1

i

POSUVy • t *

>

A,

I

T60/1632

150RV cm]

T60/1436

150iJcn?]

100-

• 100-

í-

J

-x RV

T, 60 - +100°C O

+25 C J -100

-50

I +50 +100 TEPLOTA °C

+150

*200

K +90°C +250

0 -100

-50

+50 +100 TEPLOTA °C

+150

f200

Obr. 3b

Obr. 3a

T60/1776

150-.

+250

T60H

150

..I Jcffl %t.i._ 100-

50

-100

-50

+50 +100 TEPLOTA °C

+150

+200

+250

Obr. 3c

-100

-50

+50 +100 TEPLOTA °C

+150

1-200

+250

Obr. 3d

150 n

1501 fJCiifJ 100

50

'••*•••

•'.

o

-100

-50 . . .

0

+50 +100 +150 TEPLOTA °C .

+200

+250

-100

Obr. 3 e

K1

RV, cm 1

-50

0

*50 +100 TEPLOTA °C

+150

*200

. - . • • • - . •

+250 Obr. 3 f

K2

150 RV,

Uctí?)

~/ioo-

100-

50

505

- +30°C

3/o

0 -100

-50

0

+50 +100 TEPLOTA °C

-

< -80°C

+150

+200

•^50%._70,c I +250

Obr. 3 g ..f

+170°C ,

-100

-50

0

+50 *-100 TEPLOTA °C

+150

+200 .

+250

Obr. 3 h

150 JcfČ]

% U.

K3

150i % U.

• 100-

50-

-100

/

-50 O • - - .:-• .

150-T

•100-

50-

X

+50 +i TEPLOTA °C

RV

+Í5Ô"

+2DO

-100

-50

. Obn3i

K5

I

O

.

1501 ' RV %u

+50 +100 TEPLOTA 0 C

+150

+200

+250

- Obr.3j

KS % t.l.

% t.i.

RV

RV

50-

0 -100

-100 IŠ Obr.3k

-50

—

0

+50 +100 TEPLOTA "C

1

+150

1

«-200

—-

+250 „ u „

.-,16

- 4

.:ýV: ••.

150 • + * a

t MParŠl

KZ1 K1 K2 AK1

KZ1

100-

50-

-200

-150

150'

-100

+50

-50

TEPLOTA0 C

Obr. 4 a

• T60H o 1776 x 1436 • 163?

[ MPamí 100-

5.0-

-200

.

-100 -50 TEPLOTA °C

-150

+50

Obr. 4 b

13UK,C

ÍMPanfl

. K3 + K4 x KS O K6

a

+'

>
100-

-—*" K ô

J

aÍ y

*

. a a

^

3"~" 50-

'

r.

'•'

•

-

'

•

0 -200

-150

*

•

'

•

.

'

'

'

•

;

'

,

O

'•• •

'

l

•

•

•

•

.

.

•

'

•

.

•

"

"

' • ' • ' •

•

'

Ô •

.

r5

Obr.