MĚŘENÍ MEZE ÚNAVY LOPATKOVÝCH MATERIÁLŮ MEASUREMENT FATIGUE LIMIT OF MATERIALS FOR MOVING BLADE

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________

MĚŘENÍ MEZE ÚNAVY LOPATKOVÝCH MATERIÁLŮ MEASUREMENT FATIGUE LIMIT OF MATERIALS FOR MOVING BLADE Vratislav Polívkaa František Novýb Jaroslav Svobodac Václav Mentld a

ŠKODA POWER, a. s., Tylova 57, 30128 Plzeň, ČR, [email protected] Žilinská univerzita, Univerzitná 1, 01026 Žilina, ČR, [email protected] c Ústav termomechaniky AV ČR, Veleslavínova 11, 30114 Plzeň, ČR, [email protected] d ŠKODA VÝZKUM s.r.o., Tylova 57, 30128 Plzeň, ČR, [email protected] b

Abstrakt Zkoušky probíhaly přímo na modelových závěsech v měřítku 1:1 a 1:2 na lopatkové oceli X12Cr13. Pro zjištění dalšího průběhu únavové křivky za obvyklou hranicí 107 cyklů bylo provedeno měření gigacyklové únavy. Z měření vyplynulo, že nelze počítat s hodnotami meze únavy vyhodnocené z klasického hladkého vzorku, ale je třeba uvažovat celý konstrukční uzel při konkrétním typu namáhání a konkrétní teplotě. Tests were carried out in model of blade suspensions on scale 1:1 and 1:2 made from steel X12Cr13. For determination of next process fatigue curve beyond the usual limit 107 cycles there were performed measurement of gigacycle fatigue. Measurement confirmed that it is impossible to calculate on values of fatigue limit evaluated from classical smooth sample, but it is necessary to take into account the whole design detail at particular type of strain and particular temperature. 1. ÚVOD 1.1 Únava obecně Počet mechanických zatěžujících cyklů, které musí konstrukční součást v provozu bezpečně zvládnout, je závislá na požadavcích, které jsou na ní kladené. V některých případech stačí, aby zařízení, resp. součást byla v průběhu životnosti schopná odolat jen velmi malému počtu cyklů. Naopak mnohé součásti a konstrukční uzly, např. části motoru, ložiska, turbíny, mosty atd., bývají v provozu většinou vystavené velmi vysokému počtu zatěžujících cyklů s relativně nepatrnými amplitudami zatěžování a téměř neměřitelnými amplitudami plastické deformace, kde základním požadavkem pro tyto součásti je, aby vydržely bez poškození mechanickým zatěžováním Nf = 108 ÷ 1010 cyklů [1]. Z tohoto důvodu se zavedli pro určení únavové životnosti zkoušky únavy, které se uskutečňují s cílem zjistit reakci materiálů na cyklické namáhání. Nejjednodušším požadavkem je stanovit počet cyklů, které materiál (zkušební tyč) při opakovaném mechanickém zatěžování vydrží, pokud nedojde k únavovému lomu. Celá tato oblast zatěžování je charakterizovaná počtem cyklů potřebných pro iniciaci únavové trhliny Ni a počtem cyklů na šíření únavové trhliny Np, přičemž je v globále definovaná jako celková životnost součástí Nf . Posouzení celkové únavové odolnosti součástí nebo konstrukcí proti únavovému poškození můžeme určit dvěma způsoby:

1

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ - podle celkové životnosti (počet cyklů do lomu Nf), kde jsou pro oblast nízkocyklové únavy určené závislosti plastické deformace εap od celkového počtu cyklů do lomu Nf a pro oblast vysokocyklové únavy určené závislosti amplitudy napětí σa od celkového počtu cyklů do lomu Nf. - podle šíření únavové trhliny (počet cyklů do lomu Nf) co podstatně přesněji vystihuje skutečný stav na konstrukcích, v kterých existuje množství trhlin a defektů různého charakteru způsobujících růst únavových trhlin [2]. 1.2 Wöhlerova křivka (S-N křivka) Nejpoužívanější analýza pro zjištění únavových vlastností materiálu, stanovení životnosti a meze únavy při zatěžovaní s konstantní amplitudou napětí je dosud Wöhlerova zkouška. Získané výsledky experimentů se vynášejí do grafické závislosti amplitudy aplikovaného nominálního napětí σa v závislosti na počtu cyklů do lomu Nf (obr. 1). U některých materiálů (nízkouhlíkové, středně legované ocele, ocele na odlitky, korozivzdorné ocele atd.) se sklon S-N křivky při počtu cyklů Nf = 106 ÷ 107 asymptoticky blíži k hraniční hodnotě označované jako mez únavy σc. S–N křivka se v semilogaritmických souřadnicích obvykle znázorňuje šikmou přímkou charakterizující oblast časované životnosti a horizontální přímkou oddělující neporušené zkušební tyče. Při klesající amplitudě napětí σa počet cyklů do lomu Nf neustále roste a S–N křivku není možné ve vysokocyklové oblasti popsat horizontální přímkou. V této oblasti je možné pozorovat únavové lomy i řádově pro Nf = 109 cyklů. V případe, že počet cyklů do lomu stále roste s klesající amplitudou napětí, mez únavy σc se stanovuje smluvně pro určitý počet cyklů, což nejčastěji odpovídá řádově Nf = 107 cyklů [3, 4, 5]. Tento tvar křivky je typický pro ocele, hliníkové, hořčíkové slitiny, měď a mosaz.

Obr. 1. Schematické znázornění S–N křivky [6] Fig. 1. Exploded visualization S-N curve [6] S-N krivku, závislost amplitudy napětí na počtu cyklů do porušení σa = f(Nf), je na základě publikovaných prací [7] možné rozdělit na dvě základní oblasti (obr. 2): - oblast nízkocyklové únavy „low cycle fatigue“ (ohraničená body A, B, C, D) - oblast vysokocyklové únavy „high cycle fatigue“ (ohraničená body D´, E, F)

2

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Hraniční počet cyklů Nk, který obě oblasti odděluje je funkcí celé řady metalurgických faktorů. Nejčastější se v praxi používá hodnota Nk ≈ 104 cyklů. Mezi nízkocyklovou a vysokocyklovou únavou je přechodová oblast D (D´), kde je možné pozorovat diskontinuitu anebo změnu sklonu křivky únavové životnosti.

Obr. 2. Schematické znázornění charakteristických oblastí S–N křivky [6] Fig. 2. Exploded visualization characteristic areas S-N curve S-N křivku životnosti (nízkocyklová únava) možno popsat mocninou závislostí:

σ a = σ ´f (2 N f

)

b

(1)

kde σf´ je součinitel únavové pevnosti, získaný extrapolací křivky životnosti pro první půl cyklus zatěžování (2Nf = 1), b je exponent křivky životnosti. Faktory σf´, b charakterizují odpor materiálu proti únavovému poškozování. Faktor σf´ se aproximuje jako hodnota lomového napětí σf při jednosměrném zatížení, t.j. σf´ = σf. Rovnice (1) platí při malém počtu cyklů do lomu (101 až 104) pro vysokopevné a zejména pro cyklicky stabilní materiály, kterým se mechanické vlastnosti nemění v průběhu zatěžování [8]. Výsledkem únavových zkoušek je křivka únavové životnosti. Pro tuto oblast se určuje mez únavy σc, která je definovaná výkmitem největšího napětí při určitém středním napětí σm, které by měl materiál snést řádově pro Nf = 107 cyklů. Avšak poslední práce [9 až 14] rozšířily teoretické poznatky, že únavové porušování se také objevuje při zatěžování v oblasti počtu více než Nf >107 cyklů, t. j. v oblasti Nf = 108 ÷ 1010 cyklů, kde dochází k porušení při napětí menším než je konvenčně stanovená „mez únavy σc“ (obr. 3). Této vysokocyklové oblasti zatěžování se v poslední době věnuje zvýšená pozornost, protože se zvyšují potřeby dosáhnutí vyšší výkonnosti, trvanlivosti a spolehlivosti strojů v oblasti za Nf = 107 cyklů.

3

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________

Obr. 3. Koncepce S-N křivky v oblasti vysokého počtu cyklů, kde materiál může mít rozdílné vlastnosti, které souvisí s tvarem S-N křivky [6] Fig. 3. Conception S- N curve in the area high of the number of cycles, where material is able to have different characteristics, which bears with form S- N curve [6] 2. VLASTNÍ EXPERIMENTY Problémy na vidličkovém závěsu oběžných lopatek vedly ke zkouškám, které měly zpřesnit teoretický pohled na únavovou životnost oceli X12Cr13+QT (17021.6 modifikovaná, resp. dřívější ocel Poldi R-M-AK1.9). Chemické složení (hm. %): C

Si

Mn

Cr

Ni

P

S

0,09 0,15

max. 0,90

max. 0,70

12,0 14,0

max. 0,60

max. 0,020

max. 0,015

Mechanické hodnoty: Re min = 490 MPa, Rm = 650 až 800 MPa, A min = 19 %, Z min = 60 %, KV min = 30 J. V následujícím jsou popsány tři experimenty, které byly prováděny. 2.1 Měření meze únavy na modelu vidličkového závěsu v měřítku 1:1 Na základě výkresu (obr. 4), byl vyroben model vidličkového závěsu z materiálu X12Cr13 (obr.5).

Obr. 4. Podklady pro vytvoření modelu závěsu Fig. 4. Data for creation model of suspension

4

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________

Obr. 5. Model závěsu Fig. 5. Model of suspension Zkoušky probíhaly ve spolupráci se ŠKODA VÝZKUM s.r.o. [15]. Závěsy byly zatěžovány střídavým tahem tlakem vždy s předpětím 150 kN při teplotě 200°C. Modifikovaná byla amplituda zatěžování, tvar a jakost použitých kolíků dle Tab. 1. vzorek 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Popis

Zkoušky 1.etapa Kolíky 15320.5

Zkoušky 2. etapa Kolíky 15320.5 Podpíchnuté kolíky 15320.5 Otvory pro kolík zpevněné kuličkou, kolíky 15320.5 Kolík X19CrMoVNbN111 Kolík X19CrMoVNbN111 Kolík X19CrMoVNbN111

Předpětí Amplituda Počet cyklů do lomu Frekvence Nf f [Hz] σt [kN] σa [kN] 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150 150

150 75 37,5 30 37,5 26,25 22,5 30 75 37,5 75 75 75 75 75

19172 502005 1118897 3690678 3286748 3599093 10800000 3498100 138830 1662616 1692820 694498 198289 269616 175118

4 7 12 14 12 12 14,5 14,5 5,5 10 2 2 7,52 4,87 4,87

Tabuka 1. Přehled naměřených hodnot patnácti zkušebních závěsů Table 1. Summary of measured values of fifteen trial suspensions Komentář: 7 - Nedošlo k porušení závěsu - zkouška uměle ukončena 9, 10 - Dva závěsy s podpíchnutými kolíky – konstrukční úprava podpíchnutím v místech přechodu mezi „vidličkou a prstem“ závěsu 11, 12 - Dva závěsy se zpevněnými otvory pro kolíky ocelovou kuličkou o průměru 20 mm

5

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ 11 – průměr otvoru pro kolík po protlačení kuličkou 19,6 mm 12 - průměr otvoru pro kolík po protlačení kuličkou 19,8 mm 13 - kolík X19CrMoVNbN111 pojištěný proti posunu, uložený na sucho 14 - kolík X19CrMoVNbN111 volný, mazaný Molycote 15 - kolík X19CrMoVNbN111 volný, nasucho s nástřikem HVOF - WC-Co

Jednotlivé naměřené hodnoty jsou zobrazeny v grafu 1. Zkousky 1 Zkousky 2 Podpichnute Zpevněné kuličkou X19-pojištěný-nasucho X19-volný-mazaný X19-volný-nasucho-s WC Logaritmický (Zkousky 1) Logaritmický (Zkousky 2)

160 140 120

Sila v kN

100 80 60 40 20 0 1000

10000

100000

1000000

10000000

100000000

Pocet cyklu

Graf 1. S-N závislost – výsledky únavových zkoušek modelu reálného lopatkového závěsu Graph 1. S-N curve – results of fatigue tests for real model suspension moving blade 2.2 Únavové zkoušky modelu vidličkového závěsu lopatek v měřítku 1:2 Model závěsu je zobrazen na obr. 6 – opět vidlička i prst z oceli X12Cr13+QT a kolíky z oceli 15320.5. Oproti modelu v měřítku 1:1 bylo zajištěno lepší přiblížení skutečnému namáhání, které působí na oběžnou lopatku při provozu parní turbíny.

Obr. 6. Model závěsu pro namáhání statickým tahem a ohybem Fig. 6. Model of suspension for static tensile stress and bending stress 6

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Spoj byl namáhán statickou tahovou silou (simulace odstředivé síly při rotaci) a současně ohybem (simulace dynamického harmonického ohybového namáhání) ale pouze při 20°C. Vše bylo řešeno ve spolupráci s AV ČR [16]. Cílem bylo získat únavovou křivku za podmínek blízkým provozním, tak aby se kritické místo pro únavové porušení nacházelo v oblasti horního kolíku spojujícího prst s vidličkou, tedy v místě identickým s kritickým místem zjištěným v provozu. V tabulce 2 a grafu 2 jsou znázorněny výsledky zkoušek.

Tabulka 2. Přehled naměřených hodnot na osmi závěsech Table 2. Summary of measured values on eight suspensions

Graf 2. Únavová křivka pro kritické místo prstu Graph 2. Fatigue curve for critical place of finger

7

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Smluvní mez únavy byla určena dle předpisu normy ČSN 42 0363 [17], která uvažuje počet cyklů 107 za hraniční pro trvalou pevnost. Proto byla smluvní mez únavy získána z průsečíku regresní čáry s mezním počtem cyklů jako σOC = 45,4 MPa. 2.3 Gigacyklová únava Pro další zpřesnění pohledu na mez únavy lopatkového materiálu X12Cr13 pro vyšší počty cyklů než smluvní 107, bylo zadáno měření na Žilinskou univerzitu [6], kde se touto problematikou několik let zabývají. Měření probíhalo na hladkých válcových vzorcích – obr. 7 (tedy již ne na modelu závěsu) při 20°C.

Obr. 7. Válcová tělesa pro zkoušku (různé délky odpovídají rezonančnímu naladění) Fig. 7. Cylindrical body for examination (various longitude replies for resonance tuning)

Obr. 8. Princip zkušebního zařízení Fig. 8. Principle of experimental arrangement

8

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Rezonanční stroj – obr. 8 umožňuje oproti klasickým hydraulickým strojům, kde se dosahuje frekvence cca 2 až 15 Hz zkoušky podstatně zkrátit: Cykly

N = 107

N = 108

N = 109

N = 1010

Nízkofrekvenční (50 Hz)

≈ 2,3 dne

≈ 23 dní

≈ 230 dní

≈ 6,3 roku

Vysokofrekvenční (20 kHz)

≈ 9 min.

≈ 90 min.

≈ 15 hod.

≈ 6,2 dne

Zatížení

Zatížení bylo souměrné sinusové s R = -1 a frekvencí cca 20 kHz. Amplituda zatěžování se pohybovala v rozmezí 360 až 225 MPa s počtem cyklů 107 až 1011. S-N křivka ocele X12Cr13 je znázorněna grafem 3.

Graf 3. S-N křivka ocele X12Cr13 Graph 3. S-N curve for steel X12Cr13 Naměřená S-N křivka plynule klesá v celé zkoumané oblasti. Díky metalografickému rozboru lomových ploch se došlo k závěru, že v oblasti nad 109 cyklů se materiál bude porušovat v důsledku vnitřních inkluzí-vad, což však pro reálnou lopatku je daleko za její životností. Do této hranice se budou únavové trhliny šířit většinou z povrchu. 3. ZÁVĚRY V příspěvku jsou popsány tři experimentální měření na materiálu a modelech lopatkových vidličkových závěsů ze zušlechtěné oceli X12Cr13. Model 1:1 umožnil experimentálně odzkoušet v reálném rozměru a při reálné teplotě jednotlivé díly vidličkového závěsu. Díky různým variantám kolíků – změna materiálu, mazání, nástřiku, způsobu uložení, bylo možné na S-N závislosti pozorovat přínos té které varianty. Bohužel tento experiment byl poměrně drahý a zdlouhavý, takže z 15 ks vzorkůzávěsů nelze vyvodit jednoznačné závislosti, ale jen trendy. Zároveň způsob namáhání ne zcela odpovídal realitě. Druhý model 1:2 se téměř shodoval svým způsobem namáhání reálným silám působícím na lopatky PT při jejich provozu a tím pádem je možné smluvní mez únavy hodnotit jako poměrně realistickou. Gigacyklová únava dala odpověď na otázku, co je za smluvní hranicí 107 cyklů. Únavová křivka dále klesá, díky poměrně malému počtu vzorků není jasné zda-li stupňovitě, ale určitě až do 1011 je její trend klesající.

9

METAL 2008 13. –15. 5. 2008, Hradec nad Moravicí ___________________________________________________________________________ Z měření vyplynulo, že nelze počítat s hodnotami meze únavy vyhodnocené z klasického hladkého vzorku, ale je třeba uvažovat celý konstrukční uzel při konkrétním typu namáhání a konkrétní teplotě. LITERATURA [1] KUNZ, L.: Experimentální stanovení únavových charakteristík materiálů, EDIS – vydavateľstvo ŽU, 2003. [2] SKOČOVSKÝ, P. – BOKŮVKA, O. – PALČEK, P.: Náuka o materiáli, Edičné stredisko VŠDS Žilina 1996. [3] PUŠKÁR, A: Fyzikálna metalurgia a medzné stavy materiálov, ALFA Bratislava 1984. [4] LANGE, G: Systematische Beurteilung technischer Schadensfälle , Wiley – VCH Verlag GmbH, D – 69469, Weinheim, Germany 2001. [5] RADAJ, D: Ermüdungsfestigkeit (Grundlagen für Leichtbau, Maschinen- und Stahlbau), Springer-Verlag Berlin Heidelberg, Germany 1995. [6] NOVÝ, F.: Analýza únavovej odolnosti materiálu X12Cr13 v oblasti 106 až 1010 cyklov do lomu, Žilinská univerzita, Žilina 2006. [7] PUŠKÁR, A: Medzné stavy materiálov a súčastí, VEDA Bratislava 1989. [8] PUŠKÁR, A.: Vysokofrekvenčná únava materiálov, edičné stredisko ŽU, Žilina, 1997. [9] SAKAI, T. – SATO, Y. – OGUNA, N.: Characteristic S-N property of high carbon chromium bearing steel under axial loading in long life fatigue, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 – 4 July, Vienna, Austria, 2001. [10] OCHI, Y. – MATSUMURA, K. – MASAKI, K. – YOSHIDA, S.: High Cycle Rotating Bending Fatigue Property in Very Long Life Regime of High Strenght Steels, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 – 4 July, Vienna, Austria, 2001. [11] MURAKAMI, Y. – YOKOYAMA, N. N. and NAGATA, J.: Mechanism of fatigue failure in ultralong life regime, Fatigue Fract. Engng. Mater. Struc. Vol. 25, pp. 735-746, 2002. [12] MURAKAMI, Y. – MASAYUKI, T. –TOSHIYUKI, T.: Super-long tensioncompression fatigue properties of quenched and tempered 0, 46% carbon steel. Int. J. Fatigue Vol. 16, pp. 661 – 667, 1998. [13] TOKAJ, K. – OHYA, K. –KARIYA, H.: Microstructural and Mechanical Considerations to Subsurface Fatigue Crack Initiation and Associated Behaviour im Beta Titanium Alloys, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 – 4 July, Vienna, Austria, 2001. [14] NOTKINA, E. – LÜTJERING, G. – GYSLER, A.: Surface versus Subsurface Crack Nucleation in the HCF Regime of Titanium Alloys, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 – 4 July, Vienna, Austria, 2001. [15] MENTL, V. – Protokol z výsledků měření závěsů lopatek č. 616/05, ŠKODA VÝZKUM s.r.o., Plzeň, 2005 [16] SVOBODA, J. – BALDA, M. – FRÖLICH, V. – JIŘÍK, P. – KLÁŠTERKA, P. – Únavové zkoušky modelu vidličkového závěsu lopatek, Výzkumná zpráva Z-1392/06, Ústav termomechaniky AV ČR 2006 [17] ČSN 42 0363 – Zkoušky únavy kovů, Praha, 1987

10