SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODY studijní opora

Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství

SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODY studijní opora

Karel Matocha Petr Jonšta

Ostrava 2013

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava

Recenze: Ing. Ladislav Kander, Ph.D.

Název: Autor: Vydání: Počet stran:

Speciální zkušební metody prof. Ing. Karel Matocha, CSc., Ing. Petr Jonšta, Ph.D. první, 2013 161

Studijní materiály pro studijní program Materiálové inženýrství na Fakultě metalurgie a materiálového inženýrství. Jazyková korektura: nebyla provedena. Studijní opora vznikla v rámci projektu: Název: ModIn - Modulární inovace bakalářských a navazujících magisterských programů na Fakultě metalurgie a materiálového inženýrství VŠB - TU Ostrava Číslo: CZ.1.07/2.2.00/28.0304 © Karel Matocha, Petr Jonšta © VŠB – Technická univerzita Ostrava ISBN 978-80-248-3375-0 2


Obsah Předmluva Průvodce studium 1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení mechanických vlastností 1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů 1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení 1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů 2. Základy lomové mechaniky

5 6 7 7 8 9 11

2.1 Úvod 2.2 Způsoby namáhání tělesa s trhlinou 2.3 Lineární lomová mechanika 2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou 2.3.2 Hnací síla trhlina G 2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R 2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny 2.3.5 Lomová houževnatost 2.4 Elasticko-plastická lomová mechanika 2.4.1 Rozevření špice trhliny  (CTOD) 2.4.2 J-integrál 2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení 3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů 3.1. Úvod 3.2 Cyklická křivka napětí – deformace a - apl 3.2.1 Stádium změn mechanických vlastností 3.3 Křivka životnosti at – Nf (Manson – Coffinova křivka) 3.4 Křivka životnosti a – Nf (Wöhlerova křivka) 3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin 3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu 3.5.2 Vliv korozního prostředí na růstu únavových trhlin 4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů 4.1 Úvod 4.2 Filozofie tranzitní teploty 4.2.1 Zkouška rázem v ohybu 4.2.2 Zkouška DWT 4.2.3 Zkouška DWTT 4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT-dynamic tear) 4.3 Filozofie založená na lomové mechanice 4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti 4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci KIC 4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti 4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená z rozevření špice trhliny 4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J-integrálu 4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti 0,2 a J0,2 zkoušením 3

11 13 14 14 16 18 20 23 24 25 25 26 30 31 34 34 35 39 41 41 45 52 52 54 55 57 59 62 65 65 69 70 71 72


více těles 4.3.5 Stanovení referenční teploty T0 5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů

73 76 81

5.1 Definice pojmu tečení (creep)

81

5.2 Mezní teplota Tg

82

5.3 Křivka tečení -t

83

5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení

84

5.5 Zkoušky tečení kovových materiál jednoosým tahem

85

5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles 5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení 5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení

88 90 90

5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušení tečení 92 5.6.2.1 Larson-Millerova (L-M) parametrická metoda

93

5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda

95

5.6.2.3 Manson-Haferdova (M-H) parametrická metoda

96

5.6.2.4 Seifertova metoda

97

5.6.2.5 Rovnice SVÚM

98

5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tčení pomocí parametrických rovnic

99

6. Hodnocení odolnosti konstrukčních ocelí vůči koroznímu praskání ve vodním prostředí o teplotě 23 – 300°C

106

6.1 Úvod

106

6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích

108

6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí

109

6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění

112

6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod napětím

114

7. Hodnocení odolnosti ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích obsahujících sulfan (H2S)

117

7.1 Úvod

117

7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu

118

7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC)

119

7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím

120

7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání

121

4


7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu

122

7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC)

122

7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu

130

7.3.2.1 Metoda A – NACE Standard Tensile test

131

8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí penetračních testů 8.1 Úvod

139 139

8.2 Princip penetračního testu

141

8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test)

142

8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials

147

8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů

148

8.6 Stanovení mechanických charakteristik z výsledků penetračních testů

154

8.6.1 Stanovení meze kluzu Re (Rp0,2) a meze pevnosti Rm oceli z výsledků penetračních testů

154

8.6.2 Stanovení tranzitního chování oceli z výsledků penetračních testů

155

8.6.3 Odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů 157 8.6.3.1 Dvoustupňová metoda stanovení KIC

157

8.6.3.2 Přímý odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů

157

8.6.3.3 EPRI-FAA inovovaný přístup pro odhad lomové houževnatosti JIC

5

158


Předmluva Studijní opora k předmětu Speciální zkušební metody je určena studentům kombinované formy studia ve 2. semestru navazujícího magisterského studia oboru Progresivní technické materiály. Slouží jako náhrada za významně nižší podíl přímé kontaktní výuky, což činí tuto formu studia pro studenty mnohem obtížnější. Mohou ji samozřejmě využívat i studenti prezenční (denní) formy studia jako osvěžení látky přednesené na přednáškách v průběhu semestru. Cílem předmětu je rozšíření znalostí o hodnocení speciálních materiálových charakteristik konstrukčních materiálů a seznámení se s důvody, které vedly k rozvoji a zavádění metod pro jejich hodnocení. Po prostudování této opory bude student schopen charakterizovat standardizované i nestandardizované zkušební metody a postupy pro stanovování speciálních únavových charakteristik materiálů, speciálních charakteristik lomového chování materiálů, creepových charakteristik materiálů, charakteristik korozního praskání pod napětím, charakteristik odolnosti vůči vodíkem indukovanému praskání a metod pro hodnocení aktuálních mechanických vlastností dlouhodobě provozovaných zařízení z výsledků penetračních testů. Opora je rozdělena do osmi samostatných kapitol. Většina z nich se dělí na menší celky – podkapitoly. Aby byli studenti schopni snáze přistoupit ke studiu zkušebních metod a postupů pro stanovení materiálových charakteristik založených na lineární a elasto – plastické mechanice lomu, je druhá kapitola opory věnována základům této vědní disciplíny. Při psaní textu jsme se snažili o co největší srozumitelnost při výkladu probírané látky. Pokud vám výklad některé z podkapitol nepřijde dostatečně srozumitelný, budeme rádi, když nás na to upozorníte, nejlépe na E mailovou adresu [email protected] nebo petr. [email protected], abychom ho mohli upravit. Nedílnou součástí opory je Průvodce studiem, ve kterém je popsáno, jak se studijní oporou pracovat.

6


Průvodce studiem Základním učebním celkem jsou kapitoly a jejich podkapitoly. 

Přečtěte si výklad celé kapitoly.



Podívejte se na shrnutí pojmů.



Podívejte se na otázky a pokuste se na ně formulovat odpovědi.



Pak přistupte k úlohám k řešení. Budete-li mít problémy se kterými si nebudete vědět rady, obraťte se mailem na

pedagogy, jejichž mailové adresy jsou uvedeny v předmluvě. V rámci semestrálních prací budou studenty zpracovány ve formě zkušebních protokolů výsledy experimentů speciálních zkušebních zkoušek z oblasti únavy, lomového chování a tečení (creepu) konstrukčních materiálů. Před vlastní zkouškou absolvují všichni studenti zápočtový test.

7


1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení mechanických vlastností.

Čas ke studiu: 0,5 hod.

Cíl:

Po prostudování této kapitoly byste měli umět:



Vyjmenovat vlastnosti konstrukčních materiálů.



Definovat speciální mechanické vlastnosti.



Vyjmenovat druhy zkoušek mechanických vlastností konstrukčních materiálů.

Výklad

1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů Vlastnosti konstrukčních materiálů je možno rozdělit na: 1.

mechanické vlastnosti

2.

fyzikální vlastnosti

3.

chemické vlastnosti

4.

technologické vlastnosti Mechanické vlastnosti (mez kluzu Rp,0,2, mez pevnosti Rm, tažnost A, kontrakce Z,

lomová houževnatost KIC, FATT, vrubová houževnatost KCV, mez pevnosti při tečení RmT/t/T atd.) jsou vlastností konstrukčního materiálu, které podmiňují jeho vhodnost pro určenou funkci a použití v praxi. Poznání a zlepšování mechanických vlastností konstrukčních materiálů je motivováno jejich optimálním využitím při výrobě konstrukčních dílů. Mezi fyzikální vlastnosti řadíme modul pružnosti v tahu E resp. ve smyku G [MPa], délkovou a objemovou roztažnost, hustotu ρ [kg/m3], tepelnou vodivost λ [W/mK], 8


elektrickou vodivost G [S], měrný elektrický odpor ρ [Ὠ.m], permeabilita μ = B/H [H/m], kde B je magnetická indukce a H je intenzita vnějšího magnetického pole. Chemické vlastnosti vyjadřují chování konstrukčních materiálů ve vlhkém prostředí a jejich odolnost vůči působení kyselin a plynů. Nejdůležitější chemickou vlastností kovů je odolnost vůči korozi. Mezi technologické vlastnosti konstrukčních materiálů patří tvařitelnost, svařitelnost, slévatelnost, obrobitelnost a odolnost proti opotřebení.

1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení Výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních materiálů mohou sloužit pro: 1)

Výběr vhodného materiálu při konstrukčním návrhu.

2)

Kontrolu výroby.

3)

Studium vlivu chemického složení, tepelného zpracování, technologie výroby, teploty a prostředí na materiálové vlastnosti, tedy pro účely vývoje a výzkumu.

4)

Posuzování degradace materiálových vlastností dlouhodobým provozem zařízení, posuzování vad typu trhlin resp. odhady zbytkové životnosti konstrukcí a analýzu příčin porušování konstrukcí. Zvyšování užitných vlastností výrobků vyžaduje, mimo jiné, rozšiřování znalostí o

základních a speciálních mechanických vlastnostech používaných materiálů a s tím související rozvoj a zavádění nových zkušebních metod. Mechanické vlastnosti dělíme na základní a speciální. Toto rozdělení vychází z následujících důvodů. Základní mechanické vlastnosti vyjadřují obecné požadavky na kvalitu materiálu a jsou tedy většinou uváděny v materiálových listech. Jsou kvantitativně vyjadřovány pomocí materiálových charakteristik jako je mez pevnosti Rm, mez kluzu ReH, Rp,0,2, tažnost A, kontrakce Z, tvrdost H, vrubová houževnatost KCV. Nevztahují se tedy k určitému typu lomového procesu (meznímu stavu materiálu). Speciální mechanické vlastnosti mají přímý vztah k určitému typu lomového procesu (meznímu stavu materiálu) a bývají součástí konkrétních technických podmínek. Zdaleka nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším mezním stavem, představujícím kolem 80% provozních lomů je únavový lom, resp. lom vyvolaný korozní únavou. Mezi další významné mezní stavy patří křehký tj. náhlý nestabilní lom, creepový lom a lom vyvolaný korozním

9


praskáním. Mezi speciální mechanické vlastnosti patří např. mez únavy σc, lomová houževnatost KIC, rychlost koroze a další.

1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů Z hlediska působení síly na zkušební těleso rozdělujeme mechanické zkoušky na: 1)

Statické zkoušky, při nichž je zatížení konstantní (zkoušky creepové), a nebo je zatížení zvyšováno poměrně zvolna (zkoušky tahem, zkoušky statické lomové houževnatosti). Působí obvykle minuty, při dlouhodobých zkouškách dny až roky.

2)

Dynamické zkoušky rázové a cyklické, při kterých působí síla nárazově po zlomek sekundy. Při cyklických zkouškách (únavové zkoušky) se proměnné zatížení opakuje i mnoha cykly za sekundu až do mnoha miliónů jejich celkového počtu.

Podle teplot, při kterých jsou zkoušky prováděny je dělíme na zkoušky při laboratorní teplotě a zkoušky za zvýšených a snížených teplot. Aby byla zaručena reprodukovatelnost výsledků z různých zkušeben a laboratoří, jsou zkušební postupy pro stanovení mechanických vlastností normovány. Především kvalitativní změny v konstrukční filozofii od koncepce návrhu na bezpečný život (safe-life) ke koncepci konstrukce bezpečné i při výskytu poškození (damage tolerance) vyvolaly rozvoj mnoha nových zkušebních metod především v oblasti hodnocení stabilního růstu trhlin a lomového chování ocelí. Těmto metodám bude v následujících kapitolách věnována velká pozornost.

Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: 

Vlastnosti konstrukčních materiálů.



Speciální mechanické vlastnosti.



Statické mechanické zkoušky.



Dynamické mechanické zkoušky.

:

10


Otázky k probranému učivu: 1)

Jaké znáte vlastnosti konstrukčních materiálů.

2)

Jaké materiálové charakteristiky řadíme mezi fyzikální vlastnosti?

3)

Co vyjadřují chemické vlastnosti materiálu?

4)

Jak dělíme mechanické vlastnosti konstrukčních materiálů?

5)

K čemu slouží výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních materiálů?

6)

Co patří mezi základní mechanické vlastnosti?

7)

Co patří mezi speciální mechanické vlastnosti?

8)

Jaké druhy zkoušek mechanických vlastností znáte?

Úlohy k řešení Pokuste se definovat, jaký je rozdíl mezi základními a speciálními mechanickými vlastnostmi.

11


2. Základy lomové mechaniky Čas ke studiu: 2 hod.

Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: 

Popsat rozdíl mezi lineární a elasto - plastickou lomovou mechanikou.



Vyjmenovat možné způsoby namáhání tělesa s trhlinou.



Definovat pojem faktor intenzity napětí K.



Definovat pojem hnací síla trhliny G.



Definovat pojem odpor proti růstu trhliny R.



Definovat pojem plastická zóna.



Popsat rozdíl mezi stavem rovinné deformace a rovinné napjatosti.



Vyjmenovat parametry používané k vyjádření lomové houževnatosti v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky.

Výklad 2.1 Úvod Výrazný technický pokrok, ke kterému došlo v 19. a 20. století, byl doprovázen rostoucím počtem havárií rozměrných konstrukcí a strojních zařízení (ocelové mosty, zásobníky plynu, kotle atd.) náhlým nestabilním lomem. Značný nárůst počtu těchto havárií nastal v době významného uplatnění svařovaných rozměrných konstrukcí od 40. let minulého století. Během II. světové války bylo vyrobeno celkem asi 2700 lodí třídy Liberty – první rozměrné konstrukce vyráběné svařováním. Přibližně každá sedmá loď byla porušena náhlým nestabilním (křehkým) lomem (viz obr. 2.1) mimo bojovou akci. Analýzy příčin těchto havárií prokázaly, že náhlé nestabilní (křehké) lomy byly iniciovány z defektů typu trhlin ve svarech a většina materiálů měla při provozní teplotě nízkou vrubovou houževnatost. Obecně může být výskyt defektů typu trhlin v provozovaném zařízení důsledkem: 12


1)

technologických operací při výrobě (např. svařováním). Tyto defekty jsou v zařízení přítomny před jeho uvedením do provozu,

Obr. 2.1 Náhlé nestabilní porušení svařované lodi třídy Liberty 2)

provozního namáhání a vlivu okolního prostředí. Tyto defekty jsou iniciovány v průběhu provozu zařízení především na koncentrátorech napětí. Zákonitostmi vzniku náhlých nestabilních lomů součástí s trhlinami se zabývá vědní

disciplína, která vznikla v 60. letech minulého století a byla nazvána mechanika lomu. V současné době existují dvě základní koncepce: 1)

Lineární lomová mechanika ( LEFM-Linear Elastic Fracture Mechanics), založená na platnosti lineárních vztahů mezi napětím a deformací při zatěžování. A používaná především pro křehké materiály.

2)

Elasto-plastická lomová mechanika (EPFM - Elasto Plastic Fracture Mechanics), která se používá pro materiály, u kterých vzniká při zatěžování u čela defektu rozsáhlá plastická deformace.

13


2. 2. Způsoby namáhání tělesa s trhlinou Trhlina délky a nacházející se v tělese (viz obr. 2.2) může být zatěžována třemi různými způsoby (módy, viz obr. 2.3). Tyto tři módy, označené I, II, III se liší orientací vnějšího zatížení působícího na těleso vzhledem k rovině a čelu trhliny. Při zatěžování trhliny tahovým zatížením (označovaném mód I) působí tahové zatížení kolmo na rovinu trhliny. Při zatěžování trhliny smykovým zatížením v rovině trhliny (označovaném mód II) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny a kolmo na čelo trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τyx. Při zatěžování trhliny antirovinným smykem (mód III) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny avšak rovnoběžně s čelem trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τyz. Z hlediska běžné technické praxe je nejdůležitější tahový mód I.

Obr. 2.2 Těleso šířky W, tloušťky B s trhlinou délky a

14


Obr. 2.3 Tři způsoby zatěžování resp. porušování tělesa s trhlinou

2.3 Lineární lomová mechanika 2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou Uvažujme nekonečně širokou desku s trhlinou délky 2a zatíženou jednoosým tahem (mód I), (viz obr. 2.4). Na element plochy desky dx.dy ve vzdálenosti r od špice trhliny odkloněný o úhel θ od roviny trhliny působí normálová napětí σx a σy a smykové napětí τxy, která je možno vyjádřit ve tvaru:

Obr. 2.4 Trhlina délky 2a v nekonečně široké desce zatížené tahovým napětím σ

15


x 

y 

a   3  cos 1  sin sin  2r 2 2 2

a   3  cos 1  sin sin  2r 2 2 2

xy 

(2.1)

a   3 sin cos cos 2r 2 2 2

σz = 0 pro stav rovinného napětí σz = ν.(σx + σy) pro stav rovinné deformace Složky napětí σx, σy, τxy jsou úměrné vnějšímu tahovému napětí σ a druhé odmocnině délky trhliny a. Jejich velikost v okolí špice trhliny se blíží nekonečnu. Na obr. 2.5 je znázorněna závislost napětí σy na r pro θ = 0. Protože pro velká r se napětí σy → 0 namísto σy = σ, platí výše uvedené rovnice pouze v nejbližším okolí špice trhliny. Rovnice pro jednotlivé složky elastického napětí mohou být přepsány do tvaru:

Obr. 2.5 Závislost napětí σy na vzdálenosti od špice trhliny

16


 ij 

K . f ij ( ) 2. .r

K   .  .a

Kde

(2.2)

(3.2)

Parametr K je tzv. „faktor intenzity napětí“ [MPa]. Faktor intensity napětí K popisuje stav napjatosti na špici trhliny. Pro tělesa konečné šířky pak platí

 a K   .  .a . f   W 

(4.2)

Závislost mezi faktorem intenzity napětí K, rozměrem tělesa W a délkou trhliny a se nazývá K kalibrace. Dvě trhliny, první o velikosti 4a a druhá o velikosti a mají stejné pole napjatosti na špici trhliny, pokud první trhlina je zatížena tahovým napětím σ a druhá napětím 2.σ. V tomto případě je faktor intenzity napětí K pro obě trhliny stejný.

2.3.2 Hnací síla trhliny G Při zatěžování ideálně pružného tělesa s trhlinou je závislost mezi silou a posunutím na základě platnosti Hookova zákona přímková (viz obr. 2.6).

Obr. 2.6a Závislost síla - posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantní síle (měkký způsob zatěžování).

17


Obr. 2.6b Závislost síla - posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantním posunutí (tvrdý způsob zatěžování). Sklon přímky je možno definovat zavedením tzv. „poddajnosti“ C, která je definována jako posunutí odpovídající jednotce síly. Jedná se tedy o převrácenou hodnotu tuhosti tělesa. Obecně je tedy možno psát

U  C.F

(5.2)

V důsledku změny délky trhliny a o δa na a + δa při konstantní síle nastane uvolnění elastické energie dE

dE 

1 .F1 .U 2

(6.2)

Poněvadž  dC  .da  da 

U  F1 .

(7.2)

1  dC  dE  .F12 . .da 2  da 

(8.2)

a rychlost uvolňování energie, tj. hnací síla trhliny je rovna

1  dE   dC  G  . F12 .    2  da  F konst.  da  Pro těleso o tloušťce B pak platí 18

(9.2)


1  F 2   dC  (G) F konst.  . 1 .  2  B   da 

(10.2)

Rovněž pro případ tvrdého způsobu zatěžování (konstantní poloha upínacích čelistí U = konst.) vede změna délky trhliny o δa k uvolnění elastické energie dE

1 dE  .U1.dF 2

(11.2)

vzhledem k tomu, že v tomto případě je

U  dU  0  dC.F1.   .dF  F1 

(12.2)

1 2  dC   dE   U konst. G  F1 .  2  da   da 

(13.2)

Hnací síla trhliny je tedy pro oba případy zatěžování stejná. Irwin odvodil z napětí a posunutí na čele trhliny vztah mezi hnací silou trhliny G a faktorem intenzity napětí K pro stav rovinného napětí ve tvaru

K2 G E

(14.2)

Pro stav rovinné deformace pak platí



 KE

G  1  2 .

2

(15.2)

2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R K růstu trhliny dojde při splnění podmínky

GR

(16.2)

Pro případ ideálně křehkého materiálu a pro případy, kdy je možno hovořit o stavu rovinné deformace je možno pokládat odpor proti růstu trhliny za konstantní (viz obr. 2.7). Hnací síla trhliny lineárně vzrůstá s délkou trhliny (viz rovnice (14), (15)). Je -li napětí na úrovni 1 k náhlému nestabilnímu růstu trhliny nedojde neboť pro trhlinu o délce a0 je při tomto napětí hnací síla trhliny G menší než odpor proti růstu trhliny R. K náhlému nestabilnímu růstu trhliny dojde až při napětí 2 kdy hnací síla trhliny dosáhne úrovně odporu proti růstu trhliny R.

19


Obr. 2.7 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro křehký materiál a pro stav rovinné deformace. Pro případy rovinné napjatosti případně větší plastické deformace na špici trhliny roste odpor proti růstu trhliny s délkou trhliny (viz obr. 2.8).

Obr. 2.8 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro stav rovinné napjatosti a pro případy větší plastické deformace na špici trhliny. Ke stabilnímu růstu tvárné trhliny dojde v případě, když hnací síla trhliny dosáhne prahové hodnoty. Při napětí 2 dojde ke stabilnímu růstu trhliny, neboť G = R a současně 20


dG dR  da da

(17.2)

V okamžiku, kdy se přímka hnací síly trhliny stane tečnou ke křivce odporu proti růstu trhliny R dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny, neboť

dG dR  da da

(18.2)

2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny Rovnice (2) vychází z předpokladu lineární závislosti mezi napětím a deformací. Ve skutečnosti dochází na špici trhliny k plastické deformaci, která má za následek pokles napětí na úroveň meze kluzu Rp,0,2 (viz obr. 2.9).

Obr. 2.9 Velikost plastické zóny v rovině trhliny vycházející z předpokladu lineární závislosti mezi napětím a deformací Velikost plastické zóny rp* v rovině trhliny pro stav rovinné napjatosti je pak možno vyjádřit vztahem

21


K I2  2 .a r   2. .( R p 0, 2 ) 2 2.R p20, 2 * p

(19.2)

Pro stav rovinné deformace dostáváme z elastického rozdělení napětí před čelem trhliny velikost plastické zóny v rovině trhliny ve tvaru

rp* 

K I2 .(1  2. ) 2 2 2. .( R p 0, 2 )

(20.2)

Tento odhad velikosti plastické zóny není úplně korektní. Vlivem plastické deformace materiálu v oblasti kolem špice trhliny dochází k přerozdělení napětí (viz obr. 2.10).

Obr. 2.10 Velikost plastické deformace v rovině trhliny s uvážením redistribuce napětí v důsledku plastické deformace

Velikost plastické zóny v rovině trhliny je v tomto případě pro stav rovinné napjatosti rovna

rp 

K I2  .( R p 0, 2 ) 2

a pro stav rovinné deformace

22

(21.2)


K I2 rp  6. .( R p 0, 2 ) 2

(22.2)

Doposud bylo pro jednoduchost předpokládáno, že plastická zóna má kruhový tvar. Přesnější vyjádření tvaru plastické zóny je možno získat analýzou podmínek počátku plastické deformace pro úhly θ ≠ 0. Pro počátek plastické deformace je použito buď Treska kritérium (k plastické deformaci dochází tehdy, když τmax. = Rp,0,2/2), nebo Von Mises kritérium, které definuje počátek plastické deformace vztahem (σ1 – σ2)2 + (σ2 – σ3)2 + (σ3 – σ1)2 = 2. Rp,0,2

(23.2)

kde σ1, σ2, σ3 jsou hlavní normálová napětí. Jak bylo uvedeno výše velikost plastické zóny závisí na stavu napjatosti. Na povrchu tělesa je vždy stav rovinné napjatosti a směrem ke středu tělesa velikost plastické zóny klesá z velikosti odpovídající stavu rovinné napjatosti k velikosti odpovídající stavu rovinné deformace (viz obr. 2.11)

Obr. 2.11 Tvar plastické zóny v tělese s trhlinou

23


2.3.5 Lomová houževnatost Trhlina se stane nestabilní v okamžiku, kdy faktor intenzity napětí dosáhne své kritické hodnoty KC. Mají-li být splněny předpoklady lineární lomové mechaniky, musí být v okamžiku lomu velikost plastické zóny na špici trhliny malá (˂2% velikosti tloušťky tělesa). Kritická hodnota faktoru intenzity napětí KC závisí na tloušťce tělesa S rostoucí tloušťkou tělesa klesá a při dostatečně velkých tloušťkách tělesa se blíží k limitní hodnotě označované KIC – lomová houževnatost při rovinné deformaci (viz obr. 2.12).

Obr. 2.12 Vliv tloušťky tělesa na lomovou houževnatost KC Hodnotu KC je možno považovat za KC = KIC je-li splněna podmínka  K  B  2,5 C  R   p 0, 2 

2

(24.2)

Lomová houževnatost materiálu závisí na: 1)

teplotě

2)

rychlosti deformace

3)

agresivitě prostředí.

Čím nižší je mez kluzu Rp0,2 materiálu, tím vyšší je jeho lomová houževnatost. S klesající teplotou lomová houževnatost ocelí s BCC mřížkou klesá. 24


2.4 Elasto-plastická lomová mechanika Pro stanovení lomové houževnatosti houževnatých materiálů nelze většinou (s vyjímkou velmi nízkých teplot resp. vysokých rychlostí deformace) použít lineární lomovou mechaniku a nelze tedy stanovit platné hodnoty KIC. K popisu lomového chování materiálů, u kterých před porušením dochází k časově nezávislé plastické deformaci se používá elastoplastická lomová mechanika. Při zatěžování tělesa se líce trhliny před lomem oddalují a dochází k otupování původně ostrého špice trhliny (viz obr. 2.13).

Obr. 2.13 Otupování původně ostré trhliny v průběhu zatěžování tělesa z houževnatého materiálu. Velikost rozevření trhliny  roste úměrně s houževnatostí materiálu. K vyjádření lomové houževnatosti v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky jsou v současné době používány dva parametry : 1. Rozevření špice trhliny  (CTOD-crack tip opening displacement) 2. J-integrál Oba tyto parametry popisují podmínky u čela trhliny v elasto-plastickém materiálu a mohou být použity jako kritéria lomu. Lomová houževnatost je vyjadřována pomocí kritického rozevření trhliny c a kritické hodnoty J-integrálu Jc.

25


2.4.1 Rozevření špice trhliny  (CTOD) Princip této koncepce vychází z předpokladu, že k nestabilnímu růstu trhliny dojde v okamžiku, kdy rozevření trhliny na její špici dosáhne (při zvolené teplotě, tloušťce tělesa a rychlosti zatěžování) kritické hodnoty c. Hodnotu CTOD v oblasti lineární lomové mechaniky je možno vyjádřit vztahem



K2



   . m.R p 0, 2 .E  

(25.2)



kde m je bezrozměrná konstanta rovná přibližně m = 1,0 pro stav rovinné napjatosti a m = 2,0 pro stav rovinné deformace. Koncepce rozevření trhliny je však určena především pro případy, kdy na špici trhliny nejsou splněny podmínky lineární lomové mechaniky (SSY – small scale yielding). V oblasti elastoplastické lomové mechaniky je možno rozevření trhliny  vyjádřit vztahem

   le   pl 

1   .K 2

2.E.Rp 0, 2

2



Vp .rp W  a  rp W  a   a

(26.2)

kde Vp

je plastická složka rozevření vrubu měřená sponovým snímačem v ose zatěžování

rp

je rotační faktor, jehož hodnota závisí na typu zkušebního tělesa.

Faktor intenzity napětí odpovídající kritické velikosti c může být vyjádřen ve tvaru

Kc 

2.E.Rp 0, 2 . c 1  2

(27.2)

2.4.2 J- integrál Potenciální energie tělesa s trhlinou je obecně dána rozdílem práce vnějších sil působících na těleso a elastické deformační energie tělesa. Rice prokázal, že J-integrál vyjadřuje změnu potenciální energie tělesa v závislosti na délce trhliny a (viz obr. 2. 14).

26


Obr. 2.14 Změna potenciální energie při změně délky trhliny o da

J 

dU da

(28.2)

Tento vztah je formálně stejný jako vztah pro hnací sílu trhliny G (rychlost uvolňování elastické energie), (viz rovnice (9). V oblasti platnosti lineární lomové mechaniky je možno hodnotu J integrálu vyjádřit vztahem

K2 J  E

(29.2)

pro stav rovinné napjatosti a vztahem

1   .K J  2

E

2

(30.2)

pro stav rovinné deformace. Vztah mezi J integrálem a rozevřením trhliny je pak možno popsat rovnicí

J  m.Re .

(31.2)

kde pro stav rovinné napjatosti je m = 1 a pro stav rovinné deformace 1 < m < 3.

2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení Předchozí

kapitoly byly věnovány podmínkám

iniciace

nestabilního

lomu

v podmínkách lineární a elasto-plastické lomové mechaniky. U materiálu s vysokou houževnatostí nedochází k náhlému nestabilnímu lomu, avšak k iniciaci a růstu tvárné trhliny. 27


Lomové chování je v tomto případě charakterizováno J- R křivkou (závislost J-a) resp. δ – R křivkou (viz obr. 2.15)

Obr. 2.15 J – R křivka stanovená metodou více těles


Lineární lomová mechanika.



Elasto-plastická lomová mechanika.



Mód zatěžování tělesa s trhlinou I, II, III.



Hnací síla trhliny.



Plastická zóna.



Stav rovinné napjatosti.



Stav rovinné deformace.



Lomová houževnatost KIC.



Rozevření trhliny δ.



J – integrál.



J – R křivka.

28


Otázky 1)

Na čem je založena lineární lomová mechanika?

2)

Pro jaké materiály se používá elasto-plastická lomová mechanika?

3)

Který z módů zatěžování je pro praxi nejdůležitější?

4)

Co vyjadřuje faktor intenzity napětí K?

5)

Co rozumíme pod pojmem hnací síla trhliny?

6)

Co rozumíme pod pojmem odpor proti růstu trhliny R?

7)

Kdy dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny?

8)

Na čem závisí velikost plastické zóny?

9)

Na čem závisí lomová houževnatost materiálu KIC?

10)

Jaké znáte parametry vyjadřující lomovou houževnatost materiálu v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky?

11)

Co to je J – R křivka?

Úlohy k řešení 

Vypočtěte kritickou délku trhliny ac nekonečně široké desky zatížené tahovým napětím σ = 100 MPa a vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti KC = 60 MPa.m1/2.



Vypočtěte kritické napětí pro vznik náhlého nestabilního lomu nekonečně široké desky s trhlinou o délce 2a = 20 mm vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti KC = 80 MPa.m1/2.



Vypočtěte velikost plastické zóny pro případ rovinné napjatosti a rovinné deformace pro faktor intenzity napětí K I = 60 MPa.m1/2 a mez kluzu materiálu Rp,0,2 = 900 MPa pro případ, kdy přerozdělení napětí v oblasti kolem špice trhliny.

29


Použitá literatura [1]

BROEK, David: Elementary engineering fracture mechanics. 3rd revised edition 1982, 2nd printing 1983, Martinus Nijhaff Publishers, The Hague, ISBN 90-247-2656-5.

[2]

VLK, Miloš-FLORIAN, Zdeněk: Mezní stavy a spolehlivost. VÚT Brno, Fakulta strojního inženýrství, Ústav mechaniky těles, mechatroniky a biomechaniky, Brno 2007.

[3]

HOLZMANN, Miroslav- KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s.

[4]

KUNZ, Jiří: Aplikovaná mechanika kontinua II. Základy lomové mechaniky. 1. vydání. Praha, ČVUT Praha, 1991, 110s.

30


3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů Čas ke studiu: 2 hod.


Definovat pojem únava materiálu.



Vyjmenovat jednotlivá stádia únavového procesu.



Definovat pojem cyklická křivka napětí deformace.



Popsat rozdíl mezi křivkou životnosti σa – Nf a εt - Nf.



Popsat typy zkušebních strojů pro únavové zkoušky.



Popsat postup pro stanovení křivek rychlosti růstu dlouhých trhlin.



Popsat postup pro stanovení prahových hodnot pro růst dlouhých trhlin.

Výklad 3.1 Úvod Podrobíme-li součást nebo konstrukci působení proměnlivých vnějších sil, může dojít po určité době k jejich lomu, ačkoliv maximální hladina napětí je podstatně nižší než mez kluzu materiálu. Probíhá proces postupného porušování materiálu tzv. únava materiálu. Únavový lom, resp. lom vyvolaný korozní únavou je zdaleka nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším provozním mezním stavem (kolem 80% provozních lomů).

Pokud se mění smysl vnějších sil, které mají v obou směrech stejnou největší velikost, mluvíme o střídavém namáhání. Mění-li se s časem pouze velikost, ale nikoliv smysl sil, jde o oblast míjivého resp. pulzujícího namáhání. Obecný případ s různě velkými výkmity sil a s různým charakterem jejich časové proměnlivosti nazýváme kmitovým namáháním. Je-li proměnlivost sil ustálena do stále stejných nejvyšších a nejnižších mezí při stejné frekvenci změn, jde o prosté cyklické namáhání, které je zvláštním případem namáhání kmitového. 31


Prosté cyklické namáhání může mít podle poměru největšího a nejmenšího napětí různou povahu cyklu (viz obr. 3.1). Střední napětí cyklu σm a amplitudu napětí σa je možno vyjádřit vztahy

m 

h d 2

, a 

 u  d 2

(3.1)

Asymetrii cyklu pak můžeme vyjádřit vztahy

R

d h

(3.2)

P

h a

(3.3)

nebo

Obr. 3.1 Schematické znázornění cyklického namáhání

Existence únavy kovů je podmíněna a determinována cyklickou plastickou deformací. Příčinou vzniku střídavých plastických deformací může být zatěžování mechanické nebo tepelné, nebo jejich kombinace. Např. amplituda cyklické plastické deformace na mezi únavy je bez ohledu na typ materiálu řádu 10-5. Jednosměrná, neopakovaná deformace tohoto řádu nevede k žádným závažnějším změnám ve struktuře materiálu, ani jeho vlastnostech. Teprve mnohonásobné opakování plastické deformace, byť tak malé, že z hlediska běžného pojetí jde o zatěžování elastické, vede ke kumulativnímu poškozování, končícímu únavovým lomem. Je-li počet cyklů do lomu řádu 105 a výše, mluvíme o únavě vysokocyklové, je-li počet cyklů 32


do porušení řádu 104 a méně, mluvíme o nízkocyklové únavě. Toto dělení můžeme považovat za konvenci, i když nemá žádné hlubší opodstatnění. Únavová část plochy lomu má většinou hladký, otřelý povrch, zpravidla lasturovitého vzhledu. U dynamického namáhání a při vyšší úrovni vlastních pnutí je vzhled lomu složitější a únavové plochy lomu se mohou střídat s plochami odpovídajícími etapám křehkého porušení (viz obr. 3.2)

Obr. 3.2 Únavový lom hřídele kolesa velkostroje K 10000

Poměr plochy konečného křehkého lomu k velikosti plochy zasažené postupným růstem únavové trhliny ukazuje na velikost jmenovitého napětí (viz obr. 3.3). Čím menší je plocha statického lomu ve srovnání s celým průřezem, tím menší plocha průřezu mohla odporovat provoznímu zatížení než nastalo zlomení, tj. tím menší bylo původní jmenovité napětí. Vznik únavové trhliny v těchto případech způsobil velký vrubový účinek nebo velmi nepříznivý lokální vliv povrchu části. Čím menší je relativní velikost rozkmitu provozního namáhání v porovnání se statickou složkou (předpětím), tím relativně větší je plocha konečného křehkého lomu. Rovněž zakřivení čar oddělujících lasturovité plochy lomu ukazuje na hladinu minimálního napětí a na relativní velikost vrubového účinku. Je třeba uvést, že únavové trhliny vycházejí zpravidla z místa největšího tahového napětí a rostou, 33

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava makroskopicky uvažováno, kolmo na největší tahové napětí. Postupné porušování materiálu tedy probíhá nukleací mikro-defektů a jejich růstem.

Obr. 3.3 Význam poměru ploch únavových a konečných křehkých lomů (konečný lom

vyznačen šrafováním) a zakřivení dělicí čáry. Časová

posloupnost

jednotlivých

stádií

únavového

procesu

v

tělese

bez

technologických vad je zřejmá z obr. 3.4.

Obr. 3.4 Časová posloupnost jednotlivých stadií únavového procesu v tělese bez technologických vad. Od této posloupnosti se odvíjejí únavové charakteristiky používané při návrhu, posuzování zbytkové životnosti resp. posuzování integrity konstrukcí vystavených cyklickému zatěžování. Mezi tyto charakteristiky patří: 1)

Cyklická křivka napětí - deformace.

2)

Mez únavy a křivka životnosti σa – Nf (Wöhlerova křivka) stanovená na hladkých válcových tělesech

3)

Křivka životnosti εac – Nf stanovená na hladkých válcových tělesech v tahu-tlaku.

4)

Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔKth pro růst únavových trhlin a závislost rychlosti růstu únavových trhlin da/dN na ΔK. 34


3.2 Cyklická křivka napětí – deformace σa – εapl 3.2 1 Stádium změn mechanických vlastností Toto stádium je typické změnami v celém objemu zatěžovaného kovu. Při cyklickém zatěžování dochází nejprve ke změnám v mechanických vlastnostech materiálu v důsledku změn v hustotě a prostorovém uspořádání mřížkových poruch. Pod pojmem mechanické vlastnosti máme v tomto případě na mysli ty vlastnosti, které charakterizují odpor materiálu proti deformaci vyvolané vnějšími silami (mez kluzu, mez pevnosti, závislost amplitudy napětí na amplitudě deformace v průběhu cyklického zatěžování). Odpor materiálu proti cyklické deformaci může v průběhu únavového procesu růst (cyklické zpevnění) nebo klesat (cyklické změkčení), a to v závislosti na typu materiálu, na podmínkách zatěžování a na teplotě. Výrazné změny však po jistém počtu cyklů končí dochází k saturaci mechanických vlastností. Nejlepší způsob detekce změn mechanických vlastností je přímé měření parametrů hysterezních smyček – závislostí amplitudy napětí a na amplitudě celkové deformace at snímaných v průběhu cyklického namáhání (viz obr. 3.5). Cyklické zpevnění je typické pro materiály vyžíhané. Cyklické změkčení je naopak typické pro materiály zpevněné 

deformačním zpevněním,



precipitačním zpevněním,



zpevněním martenzitickou transformací,



disperzním zpevněním cizími částicemi v matrici.

Pokud je poměr meze pevnosti Rm k mezi kluzu (Re, Rp0,2) větší než 1,4, bude docházet k cyklickému zpevnění. Pokud je tento poměr menší než 1,2, bude docházet k cyklickému změkčení. Po ukončení stadia změn mechanických vlastností dosáhne amplituda napětí i amplituda deformace svých saturovaných hodnot a vytvoří se stabilní hysterezní smyčka. Proložíme-li vrcholovými body stabilních hysterezních smyček křivku, dostaneme závislost mezi amplitudou napětí a amplitudou plastické deformace v ustáleném stavu, která je v literatuře označována jako cyklická křivka napětí-deformace. Je to velmi významná materiálová charakteristika, poněvadž popisuje plastickou reakci kovu po převážnou dobu životnosti. Všechny experimentální údaje jak v nízkocyklové, tak ve vysokocyklové oblasti se shodují v tom, že cyklickou křivku napětí – deformace lze vyjádřit vztahem

35


Obr. 3.5 Schematické znázornění hysterezní smyčky

 a  K . apl n kde

K

je součinitel cyklické pevnosti

n´

je exponent únavového zpevnění

(3.4)

Tahový diagram reprezentuje závislost napětí na deformaci v prvém čtvrt cyklu, cyklická křivka napětí-deformace reprezentuje tutéž závislost po proběhnutí zpevnění a/nebo změkčení. Na obr. 3.6 jsou znázorněny cyklická a statická křivka napětí-deformace pro ocel 08Ch18N10T stanovené při laboratorní teplotě.

3.3 Křivka životnosti εat – Nf (Manson – Coffinova křivka) Existuje řada experimentálních důkazů, že v oblasti nízkocyklové únavy vykazují kovy různou odolnost vůči cyklickému napětí a cyklické deformaci. Interpretace únavového procesu pomocí amplitudy celkové deformace, která se skládá z pružné a z plastické složky deformace, se objevuje až v posledních třiceti letech. Tento postup má své praktické opodstatnění, neboť např. v konstrukčních vrubech je materiál vystaven cyklické celkové deformaci. Manson navrhl závislost počtu cyklů do lomu na amplitudě celkové deformace ve tvaru (viz obr. 3.7):

36


Obr. 3.6 Statická a cyklická křivka napětí deformace stanovená při laboratorní teplotě pro ocel 08Ch18N10T

 at   al   ap  kde

E f, f,, b c

f E

,

(2 N f )b   f (2 N f ) c ,

(3.5)

je modul pružnosti v tahu je součinitel únavové pevnosti je součinitel únavové tažnosti je exponent únavové pevnosti je exponent únavové životnosti

Obr. 3.7 Schematický průběh křivek εael – Nf a εapl - Nf 37


Křivky životnosti εat = f(Nf) a cyklické křivky napětí – deformace σa = f(εapl) jsou stanovovány při cyklickém namáhání s konstantní amplitudou celkové deformace εat v tahu – tlaku (tvrdý způsob zatěžování) na sérii hladkých válcových zkušebních těles (viz obr. 3.8). Amplitudy celkové deformace jsou voleny tak, aby počet cyklů do porušení Nf pokrýval interval 102 ÷ 105 cyklů. V průběhu zkoušky se zaznamenávají ve zvolených časových intervalech hysterezní smyčky, které slouží ke stanovení elastické a plastické složky amplitudy celkové deformace (viz obr. 3.9).

Obr. 3.8 Hladké válcové těleso se snímačem podélné deformace

Obr. 3.9 Hysterezní smyčky snímané v průběhu zkoušky s εat = 0,01.

Pro stanovení křivky životnosti εat = f(Nf) se doporučuje odzkoušet minimálně 10 zkušebních těles, která jsou zatěžována minimálně na 6 úrovních amplitudy celkové deformace εat. Pro experimentální stanovení cyklické křivky napětí - deformace a Manson – Coffinovi závislosti musí být zkušební zařízení vybaveno vhodným snímačem deformace a příslušnou elektronikou. Deformace je snímána jako změna prodloužení měrné délky snímače, která se obvykle pohybuje kolem 10 mm. Postup pro provádění zkoušek nízkocyklové únavy a následné stanovení cyklické křivky napětí – deformace a křivky životnosti at = f (Nf) je popsán v normě ISO 12106 38


Metallic materials – Fatigue testing – Axial – strain - controlled method a v normě ASTM E 606-92 Standard Practice for Strain Controlled Fatigue Testing. Na obr. 3.10 a obr. 3.11 jsou uvedeny závislosti apl – Nf a ael – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě 20°C a 350°C.

Fig. 3.10 Křivky životnosti εael – Nf a εapl – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při laboratorní teplotě

Obr. 3.11 Křivky životnosti εael – Nf a εapl – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě 350°C Z obr. 3.10 a obr. 3.11 je zřejmé, že změna teploty zkoušení z 20°C na 350°C významně ovlivnila tranzitní počet cyklů do porušení Nt pro který je amplituda plastické deformace v průběhu zátěžného cyklu εapl rovna amplitudě elastické deformace εael. 39


3.4 Křivka životnosti σa – Nf (Wöhlerova křivka) Wöhlerova křivka je nazvána po svém autorovi, který před více než 130 lety posuzoval na základě zkoušek v ohybu za rotace únavovou pevnost náprav vozidel. Poskytuje informace o závislosti amplitudy napětí a na počtu cyklů do lomu Nf. Nejčastěji jsou hladká válcová zkušební tělesa podrobena homogenní napjatosti v tahu-tlaku (R = -1) resp. míjivém tahu (R = 0), v některých případech se používá střídavého ohybu resp. ohybu za rotace. Průběh Wöhlerovy křivky je charakterizován růstem počtu cyklů do lomu s poklesem amplitudy napětí. Její typický tvar v souřadnicích log a – log Nf je schematicky znázorněn na obr. 3.12.

Obr. 3.12 Schematické znázornění křivky životnosti

Amplituda napětí, pod kterou již nedochází k porušení únavovým lomem se nazývá mez únavy. Mez únavy ve střídavém tahu – tlaku (R = -1) je označována σc, mez únavy v míjivém tahu (R = 0) pak σhc. Výskyt meze únavy je typický pro oceli a pro některé jiné intersticiální slitiny. Pro kovy a slitiny s kubickou plošně centrovanou mřížkou (austenitické oceli, slitiny na bázi Al) není výskyt meze únavy pozorován ani po aplikaci počtu cyklů 10 7 až 109 a amplituda napětí klesá s růstem počtu cyklů do porušení. V těchto případech se používá tzv. 40


smluvní mez únavy, která je určena amplitudou napětí, při které dojde k únavovému lomu po předem zvoleném počtu cyklů. Standardní počet cyklů pro stanovení meze únavy u ocelí, litin, mědi a jejich slitin je Nc = 107. Pro stanovení šikmé větve únavové křivky tvoří jednu skupinu alespoň 8 zkušebních tyčí. Hodnotami naměřenými na tyčích jedné skupiny se v oblasti časované pevnosti prokládají závislosti v souřadnicích log σa – log Nf nebo σa – log Nf. Tyto závislosti představují regresní křivky s pravděpodobností přežití 50%. Průběh Wöhlerovy křivky a úroveň meze únavy je ovlivňována kromě asymetrie cyklu R také teplotou, přítomností korozního prostředí a metalurgickými parametry materiálu. Na obr. 3.13 je znázorněn vliv stupně protváření na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez únavy pro N = 1.107 cyklů pro ocel 16540.6.

Obr. 3.13 Vliv stupně prokování na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez únavy pro N=1.107 cyklů pro ocel 16540.6. .

Postup pro stanovení meze únavy a šikmé větve Wöhlerovy křivky je popsán v normě

ČSN 420363 Zkoušky únavy kovů – Metodika zkoušení, ČSN ISO 1143 Kovové materiály – Zkoušení únavy ohybem za rotace, ISO 1099 Metallic materials – Fatigue testing – Axial force – controlled method, ASTM E466-07 Conducting Force Controlled Constant Amplitude Axial Fatigue Tests of Metallic Materials. Základní pojmy a značky jsou uvedeny v normě ČSN 420362 Zkoušky únavy kovů – Základní pojmy a značky. Stanovení regresních křivek a dalších statistických charakteristik je popsáno v normě ISO 12107 – Metallic materials – 41


Fatigue testing – Statistical planning and analysis of data a v normě ASTM E468-90(2004) Presentation of Constant Amplitude Fatigue Test Results of Metallic Materials.

3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin Stabilní růst trhlin může být vyvolán působením cyklického namáhání, současného působení statického zatížení a korozního prostředí, nebo je charakteristickým znakem lomového chování konstrukčních materiálů v jistém intervalu teplot. V případě cyklického namáhání mluvíme o růstu únavových trhlin, v případě současného působení statického zatížení a korozního prostředí o tzv. korozním praskání pod napětím. Hodnocení odolnosti vůči růstu únavových trhlin je založeno na principech lineární lomové mechaniky. Odolnost vůči růstu trhlin je posuzována na základě experimentálně stanovené prahové hodnoty ΔKp pro růst únavových trhlin a závislosti rychlosti růstu trhliny da/dN na rozkmitu faktoru intenzity napětí K.

3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu Závislost rychlosti růstu únavových trhlin na rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔK a prahová hodnota pro růst únavových trhlin ΔKp jsou materiálové charakteristiky důležité pro výpočet životnosti konstrukcí s defektem vystavených cyklickému namáhání. Výsledky experimentálního měření rychlosti růstu únavové trhliny bez přítomnosti korozního prostředí jsou schematicky a v nejobecnější podobě znázorněny na obr. 3.14. Jak vyplývá z tohoto obrázku, je možno celou závislost log da/dN vs log K rozdělit na 3 základní oblasti (A, B, C) s ohledem na rozsah rychlosti růstu únavové trhliny. V oblasti malých rychlostí růstu únavových trhlin (10-8 ÷ 10-6 mm / cykl) a tedy v oblasti malých hodnot rozkmitu faktoru intenzity napětí K (oblast A) se závislost da/dN vs. K asymptoticky blíží k prahové hodnotě Kp, pod kterou únavové trhliny nerostou. V této oblasti je rychlost růstu únavové trhliny silně závislá na mikrostruktuře materiálu a asymetrii cyklu R. Pro střední rozsah rychlostí (oblast B), kde rychlost růstu únavové trhliny leží přibližně v intervalu 10-6- 10-4 mm/cykl je křivka v log-log souřadnicích lineární a rychlost růstu únavové trhliny může být vyjádřena pomocí Paris-Erdoganova mocninového vztahu:

da  C (K ) m dN 42

(3.6)


kde C, m jsou materiálové konstanty.

Obr. 3.14 Schematické znázornění obecného tvaru závislosti da/dN vs. K bez přítomnosti korozního prostředí. Rychlost růstu trhliny je v této oblasti málo citlivá na mikrostrukturu materiálu a tloušťku zkušebního tělesa. Při vysokých rychlostech růstu trhliny (oblast C), kdy se maximální hodnota faktoru intenzity napětí v průběhu zátěžného cyklu Kmax blíží lomové houževnatosti KIC, se zpravidla ve zvýšené míře na růstu trhliny podílejí i další mikromechanismy porušování obvyklé u statických lomů (transkrystalický tvárný či štěpný, interkrystalická dekoheze) a růst trhliny se stává citlivý na mikrostrukturu a asymetrii cyklu R. Tato oblast je z praktického hlediska málo významná, protože je záležitostí již jen relativně malého podílu celkového počtu zatěžovacích cyklů. Hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin je prováděno dle ČSN ISO 12108 Kovové materiály – Zkoušení únavy – Metoda růstu únavové trhliny, nebo podle normy ASTM E 647-08 The Method for Measurements of Fatigue Crack Growth Rates.

43


Pro stanovení konstant C a m v rovnici 3.6 je třeba experimentálně stanovit závislost délky trhliny a na počtu cyklů N, znát parametry zatěžování a vztah pro výpočet ΔK pro zvolený tvar zkušebního tělesa. Pro stanovení této závislosti je používána metoda konstantní síly, kdy v průběhu zkoušky je udržován konstantní rozkmit síly ΔF. S rostoucí délkou trhliny roste rozkmit faktoru intenzity napětí ΔK a rychlost růstu únavové trhliny da/dN. Rychlost růstu únavové trhliny da/dN se určuje ze zaznamenaných dvojic délky trhliny ai a odpovídajícího počtu zatěžovacích cyklů Ni. Je vypočítávána jako směrnice přímky spojující dvě po sobě jdoucí měření délky trhliny a dle vztahu

a a  da     i 1 i  dN  a N i 1  N i

(3.7)

Protože vypočtená rychlost růstu trhliny je průměrnou rychlostí v intervalu ai ÷ ai+1, je pro výpočet ΔK, který odpovídá této rychlosti růstu trhliny uvažována průměrná hodnota a = ½(ai+1 + ai). Pokud je to možné, jsou délky únavových trhlin měřeny na obou stranách zkušebního tělesa opticky pomocí měřícího mikroskopu s přesností 0,01 mm. Dále je možno použít nepřímých metod měření délky trhliny jako je metoda potenciálová nebo komplianční, které spočívají ve změně elektrického odporu nebo tuhosti tělesa v důsledku růstu trhliny a které jsou využívány především při hodnocení vlivu prostředí na odolnost vůči růstu únavových trhlin. Prahová hodnota růstu únavové trhliny ΔKp obecně odpovídá hodnotě ΔK, pro kterou se odpovídající da/dN blíží nule. Obvykle se definuje jako hodnota ΔK odpovídající rychlosti růstu trhliny, která se rovná 10-8 mm/cykl Obvyklým způsobem určení prahové hodnoty je proložení přímky minimálně pěti přibližně stejně vzdálenými dvojicemi údajů log da/dN versus log ΔK mezi 10-7 mm/cykl a 10-8 mm/cykl stanovenými postupem s klesajícím K. Zkouška při klesajícím K může být řízena stupňovitým snižováním faktoru intenzity napětí po dosažení zvoleného nárůstu trhliny při konstantním ΔF (viz obr. 3.15). Za prahovou hodnotu ΔKp je pak považována hodnota ΔK odpovídající rychlosti růstu trhliny 10-8 mm/cykl.

44


Obr. 3.15 Typická zkouška s klesajícím K prováděná metodou stupňovitého poklesu zatěžující síly

Obr. 3. 16 Tvary zkušebních těles používaných pro hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin A – zkušební těleso s jednostranným vrubem zatěžované v trojbodovém ohybu (SENT B3) B – zkušební těleso s centrální trhlinou zatěžované v tahu (CCT) C – kompaktní zkušební těleso zatěžované v tahu (CT)

45


Na obr. 3.16 jsou uvedeny tvary zkušebních těles, která jsou standardně používána pro hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin na vzduchu resp. v korozním prostředí. Rozkmit faktoru intenzity napětí se pro všechny normované typy zkušebních těles vypočítá pomocí následující rovnice:

K 

P . f (a / W ) BW 1/ 2

(3.8)

kde f(a/W) je tzv. komplianční funkce závislá na typu zkušebního tělesa. Pro zkušební těleso SENT B3 platí

f (a / W )  6.(a / W )1 / 2 .

[1,99  (a / W ) (1  a / W )(2,15  3,93.(a / W )  2,7.(a / W )2 )] (1  2a / W ) (1  a / W )3 / 2

(3.9)

Pro zkušební těleso CT platí a   2   a W  f( ) W

2

(0,886  4,64.

3

4

a  a   a   a   13,3   14,72   5,6  ) W W W     W  3/ 2 a   1    W

(3.10)

Pro zkušební těleso typu CCT s centrální trhlinou o délce 2a pak platí pro komplianční funkci vztah f(a/W) = 1,77.(a/W)1/2 + 0,45.(a/W)3/2 – 2,04.(a/W)5/2 + 21,6.(a/W)7/2

(3.11)

nebo je možno použít pro tento typ zkušebního tělesa vztah

K 

P ( .a)1 / 2 B.W

1  0,5

2a  2a   0,326  W W  2a 1 W

2

(3.10)

Na obr. 3.17 je pak znázorněna závislost da/dN vs. K stanovená pro asymetrii cyklu R = 0 pro nízkolegovanou ocel 10GN2MFA použitou pro výrobu komponent PG VVER 1000.

3.5.2 Vliv korozního prostředí na růst únavových trhlin Současné působení cyklického namáhání a agresivního prostředí, obecně nazývané korozní únava, má často za následek zvýšení rychlosti růstu únavové trhliny vzhledem k rychlosti růstu stanovené na vzduchu, resp. v inertním prostředí. Zvýšení rychlosti závisí na typu prostředí, mechanicko-metalurgických parametrech materiálu, způsobu namáhání (R, frekvence f, tvar zátěžného cyklu), popř. na jejich vzájemné interakci. Obecně je však možno konstatovat, že plynná prostředí jsou zpravidla mírnější a kapalná prostředí zpravidla 46


Obr. 3. 17 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu v oceli 10GN2MFA (laboratorní teplota) agresivnější z hlediska vlivu na rychlost růstu únavových trhlin. Závislost da/dN vs. K může být přítomností korozního prostředí modifikována v podstatě dvěma způsoby, které odpovídají základním typům korozní únavy (viz obr. 3.15) označovaným jako: 1.

pravá korozní únava

2.

koroze pod napětím při cyklickém namáhání.

O pravé korozní únavě hovoříme tehdy, je-li rychlost růstu únavové trhliny zvýšena současným působením agresivního prostředí a cyklického zatěžování, přičemž ke zvýšení rychlosti růstu trhliny dochází v celém rozsahu rozkmitu faktoru intenzity napětí K. Další charakteristikou pravé korozní únavy je snížení prahové hodnoty Kp. Koroze pod napětím při cyklickém namáhání je charakterizována existencí prahové hodnoty K ISCC(f) v oblasti platnosti Paris - Erdoganova vztahu. Pro K  KISCC(f) dochází ke zvýšení rychlosti růstu 47


Obr. 3.18 Schematické znázornění základních typů korozní únavy.

únavové trhliny oproti růstu na vzduchu, avšak pro K KISCC(f) není rychlost růstu únavové trhliny přítomností korozního prostředí ovlivňována. Koroze pod napětím při cyklickém namáhání je dále charakteristická vznikem „hrbu“, z čehož plyne, že rychlost růstu není možno popsat Paris-Erdoganovým vztahem. Nejobecněji lze vyjádřit vliv prostředí na kinetiku růstu únavových trhlin kombinací pravé korozní únavy a koroze pod napětím při cyklickém namáhání. U mnoha typů ocelí vzniká při únavovém namáhání v korozním prostředí buď pravá korozní únava, nebo koroze pod napětím při cyklickém namáhání. Transformaci pravé korozní únavy na korozi pod napětím při cyklickém namáhání a naopak lze vyvolat změnou parametrů zatěžování, jmenovitě změnou asymetrie cyklu R a frekvence zatěžování f (viz obr. 3.19). Na obr. 3.20 je znázorněn vliv vodního prostředí a frekvence cyklování na kinetiku růstu únavových trhlin u nízkolegované vysokopevné oceli typu 38Cr2Ni2SiMo s martenzitickou strukturou. Kinetika porušování sledované oceli v destilované vodě odpovídá v obou případech procesu koroze pod napětím při cyklickém zatěžování a je charakterizována 1.

existencí prahové hodnoty koroze pod napětím při cyklickém namáhání KISCC(f),

2.

existencí dvou stádií v závislosti d2a/dN = f(K) , které se liší silou vazby rychlosti růstu trhliny na K.

48


Obr. 3.19 Schematické znázornění vlivu frekvence a asymetrie cyklu na růst únavových trhlin v korozním prostředí. Rychlost růstu únavové trhliny je v prvém stádiu (po dosažení prahové hodnoty KISCC(f)) silně závislá pouze na K a nezávislá na teplotě vody a frekvenci cyklování. Ve druhém stádiu se rychlost růstu únavové trhliny stává především silně závislou na teplotě vody resp. frekvenci cyklování. Tuto experimentálně prokázanou skutečnost lze interpretovat jako vliv času, po který jsou v průběhu zátěžného cyklu obnažené povrchy v oblasti čela trhliny ve styku s korozním prostředím.

49


38Cr2Ni2SiMo teplota popouštění 200°C 0,009% S; 0,012%P režim zatěžování: asymetrie cyklu: tvar zátěž. cyklu: prostředí:

p = konst. R=0 sinus voda

II. stádium: d 2a 1   5,43 10  6 ( K )1, 62 dN f

10-2

I. stádium: d 2a  1,22  10 11 ( K ) 6 ,88 dN

d2a/dN [mm/cykl]

10-3

10-4

Symbol

f [Hz] 0,1

10-5

0,33 1,0 10,0

10-6 5

10

20

30

40

50

60 70

K [MPa m ] .

1/2

Obr. 3.20 Vliv ΔK a frekvence cyklování na kinetiku růstu únavových trhlin v destilované vodě při laboratorní teplotě.

50



Únava materiálu



Cyklické namáhání a kmitové namáhání.



Asymetrie cyklu R



Nízkocyklová a vysokocyklová únava



Stádium makroskopických změn



Cyklická křivka napětí – deformace σa – εapl



Křivka životnosti εat - Nf



Křivka životnosti σa - Nf



Tři oblasti růstu únavových trhlin na vzduchu



Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔKp



Pravá korozní únava



Koroze pod napětím při cyklickém namáhání.

Otázky 1) Co se rozumí pod pojmem únava materiálu? 2) Co je to asymetrie cyklu a jak ji můžeme vyjádřit? 3) Jaká jsou stádia únavového procesu? 4) Co popisuje cyklická křivka napětí-deformace a jak se stanoví? 5) Co vyjadřuje Manson-Coffinova křivka? 6) Co to je Wöhlerova křivka? 7) Co vyjadřuje prahová hodnota pro růst únavových trhlin? 8) Jaké znáte základní typy korozní únavy? 9) Na čem je závislá kinetika růstu únavových trhlin ve vodním prostředí?

51


Úlohy k řešení V tab. 3.1 jsou uvedeny výsledky zkoušek nízkocyklové únavy při εac = konst. a R = -1 základního materiálu 08Ch18N10T při laboratorní teplotě. Vypočtěte f, součinitel únavové pevnosti ,, f součinitel únavové tažnosti b exponent únavové pevnosti c exponent únavové životnosti a cyklickou křivku napětí – deformace σa – εapl Tab. 3.1 εac . 102 [1] 1,46 1,24 0,98 0,74 0,50 0,40 0,35 0,30 0,25

εapl..102 [1] 1,20 0,97 0,76 0,54 0,34 0,25 0,20 0,17 0,12

εae. 102 [1] 0,26 0,27 0,22 0,20 0,16 0,15 0,15 0,13 0,13

σa [MPa] 454 435 403 351 292 287 274 249 252

Nf [1] 399 531 1093 1630 4520 7270 14080 27720 68260


KLESNIL, Mirko-LUKÁŠ, Petr: Únava kovových materiálů mechanickém namáhání. 1. vydání. ACADEMIA Praha 1975, 224s.

[2]

HOLZMANN, Miroslav-KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s.

[3]

KUNZ, Ludvík: Experimentální stanovení únavových charakteristik materiálů. 1. Vydání. Žilinská univerzita v Žilině, 2003, 81s., ISBN 808070-069-9. NĚMEC, Jaroslav - PUCHNER, Ondřej: Tvarová pevnost kovových těles, SNTL Praha 1971. BARSOM, John M. – ROLFE, Stanley T.: Fracture and Fatigue Control in Structures. ASTM ,Applications of FractureMechanics, third edition, ISBN 0-8031-2082-6. ČSN ISO 12108 Kovové materiály – Zkoušení únavy – Metoda růstu únavové trhliny. UNMZ, druhé vydání, 2012 – 08 - 15

[4] [5]

[6]

52

při


4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů Čas ke studiu: 3 hod.


Definovat pojem křehký lom.



Vyjmenovat faktory, které ovlivňují houževnatost.



Popsat dvě filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému porušení.



Popsat Zkušební postupy a materiálové charakteristiky obou filosofií.



Popsat obecnou teplotní závislost lomové houževnatosti.



Definovat pojem referenční teplota a MASTER křivka.



Popsat v čem spočívá rozdíl mezi zkouškou rázem v ohybu a zkouškou DWT resp. DWTT.

Výklad 4.1Úvod Vysoké požadavky na bezpečnost a spolehlivost provozu rozměrných konstrukcí vyvolávají zvýšené nároky na odolnost materiálů vůči náhlému nestabilnímu lomu. Při náhlém (nestabilním) porušení je separace částic kovu náhlá a nekontrolovatelná a nastává pod účinkem elastické energie nakupené v tělese, aniž je nutnost dalšího přívodu energie z vnějšku. Rozdíl mezi stabilním a nestabilním porušením kovů je dán vztahem mezi elastickou energií uvolněnou během růstu trhliny a prací, která musí být vykonána proti odporu, který klade materiál proti růstu trhliny. Křehký lom ocelí nízké a střední pevnosti je nestabilní lom, nastávající při nominálním napětí, které je menší než makroskopická mez kluzu. Z mikroskopického měřítka je lom štěpné povahy (viz obr. 4.1). 53


Obr. 4.1 Transkrystalický štěpný lom Křehký lom ocelí vysoké a velmi vysoké pevnosti je nestabilní lom, nastávající při napětí, které je nižší než mez kluzu. Z mikroskopického hlediska lom nastává buď kvazištěpením, interkrystalicky (viz obr. 4.2), nebo tvárnou separací částic kovu (viz obr. 4.3).

Obr. 4.2 Interkrystalické porušení Odolnost materiálu vůči křehkému porušení je dána úrovní jeho houževnatosti. Houževnatost je definována jako schopnost materiálu deformovat se plasticky a absorbovat energii před a v průběhu porušování. Je závislá na: 1.

metalurgických charakteristikách materiálu,

2.

rychlosti zatěžování, 54


Obr. 4.3 Tvárné porušení 3.

teplotě,

4.

tloušťce součásti,

5.

přítomnosti vrubů, ať už tvarových nebo pevnostních. Existují dvě zásadně odlišné filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému

porušení a tedy dvě skupiny materiálových charakteristik používaných při návrhu konstrukce odolné vůči křehkému porušení, resp. při posuzování zbytkové životnosti dlouhodobě provozovaného zařízení.

1)

Filozofie tranzitní teploty. Má opodstatnění jen u materiálů, které vykazují tranzitní lomové chování. Materiálovou charakteristikou je tranzitní teplota.

2)

Filozofie založená na lomové mechanice. Má opodstatnění u materiálů, které vykazují nestabilní lom a/nebo stabilní růst tvárné trhliny. Materiálovou charakteristikou je lomová houževnatost resp. referenční teplota T0.

4.2 Filozofie tranzitní teploty Základem této filozofie je vyhodnocení teploty, při níž dochází ke změně houževnatosti spojené se změnou lomového mechanismu z tvárného na štěpný. Různé typy zkoušek klasifikují danou řadu ocelí obecně v témže pořadí vzhledem k náchylnosti ke

55


křehkému lomu. Avšak pro jiný typ zkoušky může být křivka posunuta vpravo či vlevo, tranzitní oblast může být užší resp. širší. Mezi nejdůležitější zkoušky patří: 

zkouška rázem v ohybu metodou Charpy,



zkouška DWT,



zkouška DWTT



zkouška rázem v ohybu velkých těles

4.2.1. Zkouška rázem v ohybu Je nejpoužívanější zkouškou hodnocení tranzitního chování materiálů. Zkouška spočívá v namáhání vrubovaných vzorků rázem v ohybu (viz obr. 4.4).

Obr. 4.4 Schematické znázornění zkoušky rázem v ohybu Její výsledky umožňují porovnávat odolnost materiálů proti křehkému porušení podle posunu přechodové křivky ve směru osy teplot, neposkytují však podklady pro dimenzování částí konstrukcí. Energie potřebná k lomu zkušebního tělesa totiž obsahuje jak složku vynaloženou na iniciaci trhliny, tak i složku potřebnou na její růst. Iniciační energie může být s ohledem na zaoblení kořene „V“ vrubu poměrně značná.

56


Obr. 4.5 Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 10GN2MFA v dodaném stavu a po pomalém ochlazování z teploty 595°C (step-cooling). Zkušební postupy jsou popsány v následujících normách: 

ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu metodou Charpy - Část 1: Zkušební metoda.



ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot.



ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot.



ČSN 420350 Zkoušení kovů. Stanovení teploty křehkosti konstrukčních ocelí zkouškou rázem v ohybu.

Zkouškou rázem v ohybu lze zjišťovat tyto údaje: velikost spotřebované nárazové práce do lomu, vrubovou houževnatost, vzhled lomu (podíl houževnatého lomu) a boční rozšíření. Vynesením závislosti těchto hodnot na teplotě zkoušení se získají přechodové křivky, z nichž se zjišťují tranzitní teploty (viz obr. 4.6).

57


Obr. 4.6 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu. Nízkolegovaná ocel 15 128.5 po 90 000 hod. provozu na teplotě 540°C. Pro jejich definici se používá různých kritérií, např.: 

zvolená hodnota vrubové houževnatosti (např. 35 J.cm-2),



střední hodnota z max. a min. vrubovém houževnatosti,



smluvní hodnota vrubové houževnatosti, která závisí na mezi kluzu materiálu (kritická teplota křehkosti),



tranzitní teplota pro 50% houževnatého lomu (FATT),



boční rozšíření 0,9 mm. Z úrovně tranzitní teploty lze usuzovat na odolnost oceli vůči křehkému porušení,

popř. na hodnocení metalurgických a technologických faktorů na změnu odolnosti dané oceli proti křehkému porušení. Snaha po zjištění velikosti energie, potřebné k růstu trhliny, vedla k návrhu zkušebních postupů, využívajících zkušebních těles větších rozměrů s vruby, které zmenšují energii nezbytnou k iniciaci trhliny na minimum. Mezi tyto zkoušky patří zkouška DWT, zkouška DWTT a zkouška rázem v ohybu velkých těles. Tyto zkoušky jsou stále častěji součástí technických podmínek obchodních případů.

4.2.2. Zkouška DWT Zkouška DWT spočívá v namáhání zkušebního tělesa opatřeného křehkým návarem s vrubem (viz obr. 4.7) jedním rázem v ohybu při omezené deformaci. Zkouší se při různých

58


teplotách zkušebního tělesa. Pro zkoušky DWT jsou dle ČSN 420349 používána zkušební tělesa o rozměrech 16x50x130 mm, 19x50x130 mm nebo 25x90x360 mm.

Obr. 4.7 Zkušební těleso o rozměrech 16 x 50 x 130 mm používané pro zkoušku DWT Cílem zkoušky je stanovení teploty nulové houževnatosti tNDT - materiálové charakteristiky vyjadřující odolnost materiálu proti nestabilnímu růstu trhliny. Je to limitní teplota, nad níž nedojde k nestabilnímu lomu z malého defektu iniciovaného z návarového kovu do základního materiálu při dynamickém namáhání kolem meze kluzu. Těleso se pokládá za zlomené, když lom dosáhl jedné nebo obou hran zkušebního tělesa na ploše s návarem, popř. jeho bočních stěn (viz obr. 4.8).

Obr. 4.8 Zkušební těleso neporušené při zkoušce DWT. Lom v základním materiálu nedosáhl jedné nebo obou hran zkušebního tělesa. Teplota nulové houževnatosti tNDT je tedy nejvyšší teplota, při které ještě dojde k porušení zkušebního tělesa (určuje se s přesností ± 5°C). Je to tedy teplota, při které se křehká trhlina iniciovaná v tvrdokovovém návaru rozšíří působením napětí kolem meze kluzu přes průřez zkušebního tělesa. Náhlý přechod od porušených zkušebních těles k neporušeným je 59


důsledkem růstu plastické deformace nutné pro růst trhliny při teplotách nad tNDT. Ke stanovení tNDT

se používají padostroje s potenciální energií beranu až 1900 J, přičemž

minimální výška pádu beranu musí být alespoň 1 m. Hmotnost beranu musí být v rozmezí 25 až 135 kg. Zkouška je neplatná: a)

když návar s vrubem nebude viditelně zlomen,

b)

jestliže těleso nebude po zkoušce natolik ohnuté, aby se dotklo narážek přípravku,

c)

praskne-li návar mimo vrub.

4.2.3 Zkouška DWTT Tato zkouška slouží obvykle pro hodnocení odolnosti plechů resp. bezešvých trubek s vnějším průměrem větším než 300 mm a tloušťkou stěny větší než 6 mm z feritických ocelí pro výrobu produktovodů proti nestabilnímu růstu trhliny. Při zkoušce DWTT se přeráží zkušební těleso o rozměrech 76 x T x 305 mm se za studena vylisovaným vrubem, které je na koncích podepřeno, přičemž ráz působí proti vrubu (viz obr. 4.9).

Obr. 4.9 Geometrie zkušebního tělesa pro zkoušku DWTT Tloušťka zkušebního tělesa musí mít až do 19 mm plnou tloušťku stěny trubky nebo tloušťku plechu. Při tloušťkách nad 19 mm může mít zkušební těleso buď plnou tloušťku stěny nebo plechu, nebo může být tloušťka zkušebního tělesa zmenšena na 19 mm. 60


Zkušebním zařízením může být zařízení s padajícím závažím nebo zařízení kyvadlové. Pro zkoušku DWTT platí evropská norma ČSN EN 10 274 Kovové materiály – Zkouška padajícím závažím. Stanovuje postup hodnocení vzhledu lomových ploch zkušebních těles vyrobených z feritických ocelí. Výsledky zkoušení se obvykle vyjadřují jako přechodová teplota houževnatého lomu (FATT) nebo jako procentuální podíl houževnatého lomu při teplotě předepsané normou na výrobek. Přechodová teplota FATT (fracture appearance transition temperature) je např. pro 85% podíl houževnatého lomu při -30°C vyjádřena takto: FATT(85) = -30°C. Pro zkušební tělesa s tloušťkou 19 mm nebo méně se hodnotí procentuální podíl houževnatého lomu na povrchu lomu tak, že se nebere v úvahu povrch lomu do vzdálenosti jedné tloušťky zkušebního tělesa T od kořene vrubu a do vzdálenosti jedné tloušťky zkušebního tělesa od strany naproti vrubu (viz obr. 4.10).

Obr. 4.10 Stanovení podílu houževnatého lomu na lomové ploše Vyhodnocení může být rovněž založeno na absorbované energii, spotřebované při zkoušce, zvláště pro materiály jiné než feritické oceli. Na obr. 4.11, 4.12 a 4.13 jsou uvedeny příklady lomových ploch zkušebních těles porušených při zkoušce DWTT při zvolené teplotě spolu s vyhodnoceným podílem houževnatého lomu dle ČSN EN 10 274. Na obr. 4.14 jsou uvedeny teplotní závislosti podílu houževnatého lomu stanovené vizuálně na lomových plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o tl. 9,3 mm a tl. 14 mm a porušených v rozmezí teplot -70°C ÷ - 10°C.

61


Obr. 4.11 Laboratorní teplota, podíl houževnatého lomu 100%

Obr. 4.12 Teplota zkoušení -40°C, podíl houževnatého lomu 45%

Obr. 4.13 Teplota zkoušení -60°C, podíl houževnatého lomu 10% Zkouška DWTT

podíl houževnatého lomu [%]

100

80

PHL=49,21*(1+tgh((T+53,53)/11,33))

60

VÍTKOVICE 9,3 mm, tavba 21758, vývalek 506

40

VÍTKOVICE 14 mm, tavba 21758, vývalek 504

20

0 -100

PHL=51,57*(1+tgh((T+43,05)/12,59))T [°C] -90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

Obr. 4.14 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu stanoveného vizuálně na lomových plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o tl. 9,3 a 14 mm

62


4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT- dynamic tear) Zkouška spočívá v přeražení zkušebního tělesa kyvadlovým kladivem nebo padostrojem s měnitelnou výškou pádu a hmotností beranu. Zkušební zařízení musí umožňovat stanovení nárazové práce. K určení nárazové práce se používají zkušební tělesa o rozměrech 16 x 40 x 180 mm a/nebo 25 x 120 x 460 mm. Přednostně a pro rozhodčí účely se volí zkušební tělesa o tloušťce 16 mm, která se označí „Zkušební těleso 16 ČSN 420340“. Tvar a rozměry vrubu pro zkušební těleso 16 jsou uvedeny na obr. 4.15. Vrub se zhotoví třískovým obráběním. Ostrý kořen vrubu se vytvoří lisováním pomocí lisovníku z nástrojové oceli o tvrdosti nejméně 60 HRC.

Obr. 4.15 Schématické uspořádání zkoušky DT pro zkušební těleso 16.

63


Zkušební postup je popsán v normě ČSN 420340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles nebo v normě ASTM E 604-83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of Metallic Materials. Zkouší se při různých teplotách zkušebního tělesa. Závislost energie EDT na teplotě určuje pro každou teplotu energii potřebnou pro růst trhliny do lomu. Protože je u těchto zkoušek potlačena složka energie k iniciaci trhliny zkřehlým vrubem (zpevnění v důsledku lisování vrubu za studena), lze výsledků použít po určité úpravě pro konstrukci křivky teplot zastavení trhliny TZT, nebo celého diagramu analýzy lomu FAD (Fracture Analysis Diagram), navrženého k posuzování přípustnosti ostrých defektů typu trhlin. K získání křivky TZT je třeba výsledky zkoušek transformovat ze souřadného systému energie – teplota do systému nominální napětí – teplota. Na obr. 4.16 je schéma přechodové křivky DT energie – teplota.

Obr. 4.16 Schéma přechodové křivky DT energie – teplota

Ve spodní části diagramu označené (1) a sahající do 1/3 rozmezí mezi dolní a horní hladinou energie se nachází teplota tNDT. S teplotou tNDT je spojováno nominální napětí σ = 45 ÷ 55 MPa, pod nímž trhliny nerostou nestabilně. Ve střední třetině (označené (2)) se nachází teplota tFTE, (tranzitní teplota elastického lomu) – nejvyšší teplota, při které může nastat 64


nestabilní růst trhliny při napětí pod mezí kluzu. Zatím co pro stanovení tNDT existuje normovaný postup, poloha bodu FTE se klade odhadem do poloviny střední třetiny (viz obr. 4.16). Protože přechodová křivka je zde velmi strmá, nevede tato volba k větší chybě při stanovení teploty tFTE. V poslední třetině diagramu se nachází bod FTP a jemu odpovídající teplota tFTP - tranzitní teplota plastického lomu. Jestliže je provozní teplota nad tFTP, potom může nastat porušení konstrukce pouze tvárným lomem. Na obr. 4.17 je uvedena teplotní závislosti EDT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebních tělesech 16 ČSN420340. 2 1,8

Podélný směr

1,6 1,4

DT [kJ]

1,2 1

Příčný směr 0,8 0,6 0,4

DT 16 mm, S355J2H

0,2 0

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 Teplota [°C]

20

30

40

50

60

70

Obr. 4.17 Teplotní závislost EDT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebním tělese 16 ČSN 420340.

65


4.3 Filozofie založená na lomové mechanice 4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti Také lomová houževnatost, určující odpor materiálu proti iniciaci a růstu trhliny, vykazuje tranzitní chování vlivem změny teploty nebo rychlosti deformace. S rostoucí teplotou dochází k poklesu meze kluzu a tak při stejné hodnotě působícího napětí je plastická zóna na čele trhliny větší a v důsledku toho hnací síla trhliny a tím i lomová houževnatost vzrůstá. Lomová houževnatost může být přitom charakterizována buď pouze jedinou hodnotou příslušného parametru (KIC, δc, JIC), nebo závislostí odpovídajícího parametru na přírůstku délky trhliny Δa (tzv. J – R křivky resp. δ – R křivky). Obecné schéma teplotní závislosti statické lomové houževnatosti bylo sestaveno v ÚFM Brno na základě analýzy zkušebních těles typu C(T) a SENT (B3) o tloušťce 25 mm (viz obr. 4.18). Lze předpokládat, že bude reprezentovat teplotní závislost lomové houževnatosti i pro jiné tloušťky a pro jiné tvary zkušebních těles.

Obr. 4.18 Obecné schéma teplotní závislosti lomové houževnatosti.

66


Teplotní závislost lomové houževnatosti je rozdělena do tří částí. V části C se nachází oblast spodních prahových hodnot lomové houževnatosti charakterizovaná kritickou hodnotou faktoru intenzity napětí KIC, v případě splnění podmínek rovinné deformace, a KC v případě, kdy tyto podmínky splněny nejsou. Oblast A je oblast horních prahových hodnot lomové houževnatosti. Hodnota KJ,0,2 přepočtená z hodnoty Ji,0,2 pomocí vztahu (30.2), charakterizuje iniciaci tvárného stabilního růstu trhliny. V části B značí tranzitní teplota TB teplotu, do které nastávají nestabilní lomy (po určitém otupení čela předem připravené únavové trhliny) štěpnou iniciací. Naměřená lomová houževnatost leží v tomto případě v rozptylovém poli, označeném na obr. 4.18

KJC.

Nad

teplotou TB dochází k nestabilním lomům po stabilním nárůstu tvárné trhliny o délce Δa. Z obr. 4.18 vyplývá, že ke stabilnímu růstu tvárné trhliny před nestabilním lomem může dojít v rozmezí teplot TDBL až TDBU. Odpovídající hodnoty lomové houževnatosti pak leží v rozptylovém poli označeném KJu. Z hlediska inženýrské praxe je důležitý průběh lomové houževnatosti KJC od teploty TC po teplotu TB. Lomová houževnatost je v této oblasti charakterizována parametry JIC resp. δc, které jsou stanovovány standardizovanými postupy elasto – plastické lomové mechaniky. Postupy pro stanovení lomové houževnatosti jsou založeny na zatěžování zkušebního tělesa opatřeného vrubem a únavovou trhlinou předem vytvořenou cyklováním a zatěžovaného pomalu vzrůstající silou otevírající trhlinu konstantní rychlostí pohybu příčníku elektromechanického zkušebního stroje nebo konstantní rychlostí pohybu pístnice servohydraulického zkušebního stroje a snímání závislosti síla – rozevření trhliny (COD) resp. síla posunutí síly. Nejčastěji jsou pro zkoušky lomové houževnatosti používány dva typy zkušebních těles. 1)

Kompaktní zkušební těleso označované v anglosaské literatuře C(T) (Compact test Specimen) o tloušťce B a šířce W (viz obr. 4.19) zatěžované v tahu. Pro šířku zkušebního tělesa W platí W = 2. B.

2)

Ohybové zkušební těleso označované v anglosaské literatuře SE(B) (Bend Test Specimen), kde B je tloušťka zkušebního tělesa a W je šířka tělesa (viz obr 4.20) zatěžované v trojbodovém ohybu. Pro šířku zkušebního tělesa W platí W = 2. B a/nebo W = B . Vzdálenost podpor je rovna S = 4.W. Ke snímání rozevření trhliny u zkušebního tělesa SE(B) resp. rozevření trhliny a/nebo

posunutí síly u zkušebního tělesa C(T) jsou používány sponové snímače (viz obr.4.21, 4.22). 67


Obr. 4.19 Kompaktní zkušební těleso o šířce W a tloušťce B

Obr. 4.20 Ohybové zkušební těleso o šířce W a tloušťce B

68


Obr. 4.21 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní teplotě při použití kompaktního zkušebního tělesa

Obr. 4.22 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní teplotě při použití ohybového zkušebního tělesa.

69


4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci KIC Zkušební postup je popsán v ČSN EN ISO 12737 Kovové materiály – Stanovení lomové houževnatosti při rovinné deformaci. Na obr. 4.23 jsou znázorněny tři základní typy závislosti síla rozevření trhliny odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti lineární lomové mechaniky.

Obr. 4.23 Tři typy závislosti síla – COD odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti lineární lomové mechaniky Ze záznamu získaného v průběhu zkoušky se určí hodnota síly FQ sestrojením sečny 0F5 z bodu 0 se směrnicí (F/V)5 = 0,95.(F/V)0, kde (F/V)0 je směrnice tečny lineární části záznamu 0A. Pro zvolený typ zkušebního tělesa se stanoví hodnota KQ v MPa.m1/2. Pro ohybové zkušební těleso se KQ vypočte z rovnice

K Q  FQ

S f (a / W ) BW 3 / 2

(4.1)

kde S je vzdálenost podpor a pro f(a/W) platí f (a / W )  3(a / W )1 / 2 .



1,99  (a / W ) (1  a / W ) 2,15  3,93(a / W )  2,7(a / W ) 2 2(1  2a / W )(1  a / W ) 3 / 2

Pro kompaktní zkušební těleso se KQ vypočte z rovnice

70



(4.2)


KQ 

FQ BW 1 / 2

. f (a / W )

(4.3)

Pro f(a/W) platí 0,886  4,64 (a / W )  13,32 (a / W ) 2  14,72 (a / W ) 3  5,6 (a / W ) 4 f (a / W )  (2  a / W ) . (1  a / W ) 3 / 2

(4.4)

Hodnotu KQ je možno pokládat za platnou hodnotu KIC za předpokladu, že

 KQ a, (W  a), B  2,5 R  p 0, 2

   

2

(4.4)

kde Rp,0,2 je smluvní mez kluzu materiálu v prostředí a při teplotě zkoušky.

4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti V tranzitní oblasti nastává nestabilní lom buď po otupení špice trhliny plastickou deformací a/nebo po stabilním růstu tvárné trhliny.

Stabilní růst

Únavová trhlina

a)

b)

Obr. 4.24 Lomové plochy zkušebních těles porušených náhlým nestabilním lomem a) po otupení špice trhliny plastickou deformací, b) po stabilním růstu tvárné trhliny.

71


Pro popis lomového chování v této oblasti jsou, vzhledem k rozsahu plastické dformace na špici trhliny, používány parametry elasto – plastické lomové mechaniky. Lomová houževnatost je pak charakterizována kritickou hodnotou rozevření trhliny δc, nebo kritickou hodnotou

J integrálu JIC. Zkušební postup je popsán v ČSN 420347 Lomová húževnatosť

kovov při statickom zaťažení.

4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená z rozevření špice trhliny V průběhu zkoušky se snímá závislost síla F – rozevření vrubu v (viz obr. 4.25). Ze získaného záznamu se odečte plastické rozevření vrubu vCP.

Obr. 4.25 Závislost síly F na rozevření vrubu v snímaná v průběhu zkoušky pro stanovení δC Kritické rozevření špice trhliny se vypočte ze vztahu

 C   el   pl

rp W  a V p (1   2 ) K C2   2 Re E rp W  a   a

(4.5)

kde KC se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo síly FQ se dosadí hodnota síly FC, VCP je plastická složka rozevření vrubu 72


rp je rotační součinitel v plastické oblasti. Vypočítá se ze vztahu

rp  0,4(1   )

a Sn W Re

(4.6)

kde Re je mez kluzu materiálu Sn je jmenovité napětí, které se pro ohybové zkušební těleso vypočte z rovnice

Sn 

1,5.FC .L B(W  a) 2

(4.7)

Pro kompaktní zkušební těleso se jmenovité napětí Sn vypočte z rovnice

Sn 

2.FC .(2W  a) B(W  a) 2

(4.8)

Součinitel α je roven α = 0,1 pro ohybové zkušební těleso. Pro kompaktní zkušební těleso se součinitel α vypočte z rovnice 1

 a  2 a 1  2 a 1   2       2    b 2  b  b 2 

(4.9)

kde b = W-a Vypočtená hodnota δC je lomovou houževnatostí δIC určenou z rozevření špice trhliny, je-li splněna podmínka a, (W  a)  50. C

(4.10)

Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritické rozevření trhliny δ C vyjádřit jako faktor intenzity napětí KδC pomocí vztahu

K C 

R p , 0, 2  E 1  2

C

(4.11)

4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J integrálu V průběhu zkoušky se snímá závislost síly F na posunutí síly f po bod nestability (viz obr. 4.26), ze které se určí plocha diagramu pod zatěžovací křivkou. Plocha ACP se stanoví planimetrováním a/nebo ekvivalentním způsobem. Kritická hodnota JC se vypočte ze vztahu

J C  J CE  J CP

1  2 2 X i . ACP  .K C  (4.12) E B(W  a) 2

kde 73


KC se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo síly FQ se dosadí hodnota síly FC, Součinitel Xi je roven Xi = 2 pro ohybové zkušební těleso, a Xi = 2 + 0,522(1 – a/W) pro kompaktní zkušební těleso.

Obr. 4.26 Závislost síla F – posunutí síly f snímaná v v průběhu zkoušky pro stanovení JIC Vypočtenou hodnotu JC je možno pokládat za lomovou houževnatost JIC, je-li splněn podmínka

a, B, W  a   50.

JC Re  Rm

(4.13)

Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritickou hodnotu J C vyjádřit jako faktor intenzity napětí KJC pomocí vztahu

K JC 

E  JC 1  2

(4.14)

4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti δ0,2 a J0,2 zkoušením více těles Cílem zkoušek je stanovení závislosti δ – Δa a/nebo J – Δa na sérii nejméně 6 zkušebních těles stejných rozměrů a s přibližně stejnou délkou počáteční únavové trhliny. Přírůstek délky trhliny se změří na lomové ploše porušeného zkušebního tělesa a odpovídající

74


hodnoty δ a J se stanoví výpočtem. Jednotlivá zkušební tělesa se zatíží na různé hodnoty přemístění síly f1, f2, f3…..,fn tak, aby vznikly různé přírůstky délky trhliny Δan (viz obr. 4.27).

Obr. 4.27 Závislosti síla F – posunutí síly f pro stanovení přírůstků délky trhliny Δa. Zkušební těleso se po dosažení zvoleného posunutí síly odlehčí a přírůstek trhliny se zviditelní zabarvením zkušebního tělesa v peci při cca 300°C (viz obr. 4.28). Zkušební těleso se dolomí tak, aby nedošlo k nadměrné deformaci lomových ploch (např. v tekutém dusíku) a na lomových plochách se změří přírůstky trhliny Δa.

Obr. 4.28 Stabilní růst trhliny zvýrazněný zabarvením zkušebního tělesa po jeho odlehčení v peci při 300°C a po porušení v kapalném dusíku.

Přírůstek trhliny se změří na 9 stejně vzdálených místech přes tloušťku tělesa. Přesnost měření musí být 0,05 mm. Délka přírůstku délky trhliny Δa se vypočte ze vztahu 75

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava 8 1  a1  a9  a    an  8 2 2 

(4.15)

Hodnota δ korigovaná na přírůstek délky trhliny se vypočte z rovnice (4.5) dosazením (a + Δai) místo a. Hodnota J integrálu korigovaná na nárůst délky trhliny se vypočte z rovnice

 0,75. X i  1 a  J  J o 1   (4.16) W  a o   Kde J0 je hodnota J pro Δa = 0 a součinitel Xi je závislý na typu tělesa (viz kap. 4.3.3.2). Pro závislost δ – Δa musí být δ ≤ δmax, Δa ≤ Δamax, kde

 max  min B, (W  a).

1 30

amax  0,1 (W  a)

(4.17)

(4.18)

Pro závislost J – Δa musí být J ≤ Jmax a Δa ≤ Δamax, kde

J max  min B, (W  a). amax  0,06 (W  ao )

R p 0, 2  Rm 30

(4.19) (4.20)

Podmínky pro platnost δ, J Δa jsou schematicky vyznačeny na obr. 4.29.

0br. 4.29 Vymezení platnosti hodnot pro stanovení závislostí δ – Δa a J – Δa

76


Hodnoty přírůstků délky trhliny pro jednotlivá zkušební tělesa mají být rovnoměrně rozdělené v rozmezí 0 až Δamax. Alespoň jedna hodnota Δa musí ležet v první a poslední čtvrtině Δamax. Platnými hodnotami se metodou nejmenších čtverců proloží křivky

  C1 (a  C2 ) m

(4.21)

J  C3 (a  C4 ) n

(4.22)

Hodnoty δ a J odpovídající Δa = 0,2 mm se značí δ0,2 a J0,2. Pro stanovení konstant C1, C2, C3, C4, m, n je možno použít vztahů

 0, 2  C1 (0,2  C2 ) m

(4.23)

J 0, 2  C3 (0,2  C4 ) n

(4.24)

Charakteristikou J0,2 je možné vyjádřit lomovou houževnatost při nárůstu trhliny Δa = 0,2 mm vztahem

K 0, 2 

E. J 0 , 2 1  2

(4.25)

4.3.5 Stanovení referenční teploty T0 Referenční teplota T0 je teplota, pro kterou je medián KJC(med) Weibullova tříparametrického rozdělení lomové houževnatosti, stanovený na zkušebních tělesech o tloušťce 25,4 mm, roven hodnotě KJC(med)= 100 MPa.m1/2. Teplota T0 charakterizuje lomovou houževnatost uhlíkových a nízkolegovaných ocelí s rozsahem meze kluzu od 275 do 825 MPa a svarových kovů těchto ocelí. Zkušební postup pro stanovení teploty T0 je popsán v normě ASTM E1921 – 10 Standard test Method for Determination of reference Temperature, T0, for Ferritic Steels in the Transition Range. Odhad referenční teploty T0 lze provést na základě výsledků rázových zkoušek v ohybu stanovením teploty, pro kterou je hodnota nárazové práce, stanovená na zkušebních tělesech Charpy V, rovna KV = 28 J. Odhad teploty T0 je možné provést dle vztahu

To ( estimate)  TCVN  C

(4.26)

kde konstanta C je funkcí tvaru a velikosti zkušebních těles, která jsou používána pro stanovení lomové houževnatosti. Pro zkušební těleso CT o tloušťce 25mm je C = -18°C, pro zkušební těleso Charpy s únavovou trhlinou je C = -50°C. Pro výpočet mediánu lomové houževnatosti je nezbytné získat při zvolené zkušební teplotě minimálně 6 platných hodnot KJC, splňujících podmínku 77


K JC  E.R p,0, 2 .bo / 30

1/ 2

(4.27)

Pro oceli s kubickou prostorově centrovanou mřížkou s mezí kluzu od 275 do 825 MPa je možno rozdělení lomové houževnatosti popsat vztahem

 K K min Pf  1  exp   JC   K o  K min 

   

b

   

(4.28)

Přičemž Kmin. = 20 MPa.m1/2 a b = 4. Z toho plyne, že KJC = K0 pro Pf = 1 – e-1 = 0,63212. K0 je tedy přibližně 63% kvantilem daného rozdělení. Parametr K0 je závislý na teplotě

N  K o   K Jc (i )  K min  4 / N   i 1 

1/ 4

 K min .

(4.29)

Medián KJC(med) se pak vypočte z rovnice

K Jc ( med )  ln(2)

1/ 4

K o  K min   K min

(4.30)

Referenční teplotu T0 pak vypočteme z rovnice

To  T 

 K JC (med )  30  1 ln   0,019  70 

(4.31)

Pro případy, kdy použitá zkušební tělesa pro stanovení referenční teploty T0 mají jinou tloušťku než 25,4 mm, využívá citovaný standard korekci velikosti zkušebního tělesa odvozenou na základě teorie nejslabšího článku ve tvaru

K JC ( X )  K min  K JC ( o )

B  K min   o  Bx

1/ 4

  

(4.32)

kde Kmin = 20 MPa.m1/2 Teplotní závislost lomové houževnatosti sestrojená na základě znalosti referenční teploty T0 se nazývá MASTER křivka. Pro Pf = 0,50 je popsána rovnicí

K Jc ( med )  30  70 exp 0.019(T  To  78

(4.33)


Pro Pf = 0,63 pak platí

K 0  31  77 exp 0.019(T  To 

(4.34)

Pro obecnou pravděpodobnost Pf potom platí

  1 K Jc  20  11  77 exp 0,019 T  T0  ln     1  Pf

   

1/ 4

(4.35)

Pro vybrané pravděpodobnosti pak dostaneme

Pf  0,05

K Jc  25,23  36,64 exp 0,019 T  T0 

(4.36)

Pf  0,5

K Jc  30,04  70,25 exp 0,019 T  T0 

(4.37)

Pf  0,95

K Jc  34,47  101,3 exp 0,019 T  T0 

(4.38)


Nestabilní lom, křehký lom.



Tranzitní teplota.



FATT.



Zkouška DWT, DWTT.



Compact test specimen, Bend test specimen.



Stabilní růst trhliny.



Referenční teplota T0



Křivka životnosti εat - Nf.



MASTER KŘIVKA.

79


Otázky 1)

Na čem je závislá houževnatost materiálu?

2)

V čem se liší filozofie tranzitní teploty od filozofie založené na lomové mechanice?

3)

Jaké stádium lomu hodnotí zkouška DWT?

4)

Jak je připraven vrub do zkušebního tělesa pro zkoušku DWTT?

5)

Jakými parametry je vyjadřována lomová houževnatost v tranzitní oblasti?

6)

Co je to R – křivka?

7)

Jak je definována referenční teplota T0?

Úloha k řešení Na zkušebních tělesech C(T) o tloušťce B = 91,6 mm bylo stanoveno při teplotě -75°C šest platných hodnot lomové houževnatosti KJC (59,1 MPa.m1/2, 68,3 MPa.m1/2, 77,9 MPa.m1/2, 97,9 MPa.m1/2, 100,9 MPa.m1/2, 112,4 MPa.m1/2). Vypočtěte referenční teplotu T0. (T0 = -85°C)

Použitá literatura [1] KANDER, Ladislav: Hodnocení lomového chování konstrukčních ocelí a jejich svarových spojů pomocí zkušebních těles Charpy s únavovou trhlinou. Disertační práce, VŠB – TU Ostrava, Fakulta strojní, Katedra mechanické technologie, Ostrava 2000. [2] ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu metodou Charpy - Část 1: Zkušební metoda. [3] ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot. [4] ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot. [5] ČSN 420349 Stanovení teploty nulové houževnatosti konstrukčních ocelí. [6] ČSN EN 10274 Kovové materiály – Zkouška padajícím závažím. ČNI, únor 2001. [7] KUČERA, Josef: Stručný úvod do mechaniky lomu. Část I. VŠB – TU 80


Ostrava, Fakulta strojní, 1997, ISBN 80-7078-218-8. [8] ČSN 42 0340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles. [9] ASTM E 604 – 83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of Metallic Materials. 2010 Annual Book of ASTM Standards. Section three. Metals Test Methods and Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals – Mechanical Testing; Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p. 643. [10] KUČERA, Josef: Úvod do mechaniky lomu. Nestabilní lom ocelových těles při statickém a dynamickém zatížení. VŠB – TU Ostrava, 2006, ISBN 80248-1268 -1. [11] HOLZMANN, M., DLOUHÝ, I., VLACH, B., KRUMPOS, J.: Int. J. Pressure Vessels and Piping, 68, 1996, p. 11. [12] ČSN EN ISO 12737 (420348) Kovové materiály – Stanovení lomové houževnatosti při rovinné deformaci. ÚNMZ, duben 2011. [13] ČSN 420347 Lomová húževnatosť kovov při statickom zaťažení. Vydavatelství norem Praha, červen 1990. [14] ISO 12135 Metallic materials – Unified method of test for the determination of quasistatic fracture toughness. Reference number ISO 12135:2002(E). [15] ASTM E1921 – 10 Standard test Method for Determination of reference Temperature, T0, for Ferritic Steels in the Transition Range. 2010 Annual Book of ASTM Standards. Section three. Metals Test Methods and Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals – Mechanical Testing; Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p. 1195. [16] Mc CABE, Donald, MERKLE, John,G., WALLIN Kim: An Introduction to the Development and Use of the MASTER CURVE METHOD. ASTM Stock Number: MNL 52. Printed in Lancaster, PA, USA, May 2005, ISBN 0-8031-3368-5.

81


5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů Čas ke studiu: 3 hod.

Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět:  Definovat pojem tečení (creep).  Vyjmenovat faktory, které ovlivňují uplatnění tečení materiálu.  Objasnit pojem mezní teplota Tg.  Popsat křivku tečení ε – t.  Vyjmenovat základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení.  Popsat rozdělení zkoušek tečení.  Popsat metody extrapolace výsledků zkoušek tečení.

Výklad

5.1 Definice pojmu tečení (creep) Odezvu materiálu na aplikované vnější zatížení lze z pohledu deformace rozdělit na tři základní typy: 1)

elastická deformace – vratná, časově nezávislá. Závisí pouze na napětí a teplotě, neboť na teplotě závisí modul pružnosti,

2)

anelastická deformace – vratná, časově závislá,

3)

plastická deformace – nevratná složka deformace časově nezávislá a/nebo časově závislá (tečení -creep).

Až na parní kotle (19. století) byla všechna energetická a chemická zařízení pracující při statickém zatížení za zvýšených teplot vyvinuta ve 20. století. Všechna tato zařízení pracují při teplotách, při kterých musí být brána do úvahy časově závislá deformace a s ní související lomové procesy. Pod pojmem tečení (creep) rozumíme pomalou plastickou deformaci materiálu uskutečňující se při zvýšené teplotě za působení vnějšího zatížení v závislosti na čase. 82


Obecně závisí odezva zařízení pracujícího za zvýšených teplot a možnost uplatnění tečení na: 

úrovni zatížení,



teplotě,



chemickém složení materiálu,



struktuře materiálu.

5.2 Mezní teplota Tg V oblasti teplot, ve které dochází k uplatnění tečení jsou hodnoty meze pevnosti při tečení vždy nižší než mez kluzu materiálu. (viz obr. 5.1).

Obr. 5.1 Postup pro stanovení Mezní teploty Tg „Mezní teplota“ Tg je teplota, nad kterou je třeba při návrhu konstrukce uvažovat s uplatněním tečení (creepu) jako s jedním z hlavních degradačních mechanismů. Je definována jako průsečík teplotní závislosti meze kluzu Re (Rp,0,2) stanovované zkouškou tahem a teplotní závislostí meze pevnosti při tečení RmT/t/T (viz obr. 5.1). RmT/t/T je statické tahové napětí vedoucí k porušení po době t na teplotě T, a je stanovováno zkouškami tečení do porušení. Při pracovní teplotě T < Tg jsou meze pevnosti při tečení významně vyšší než mez kluzu a při návrhu konstrukce není tento degradační mechanismus třeba brát do úvahy. Pro stanovení dovoleného namáhání se proto používá statická mez kluzu (pro nízkolegované oceli T

450°C). Při pracovní teplotě T ≥ Tg procesy tečení probíhají a pro stanovení dovoleného namáhání se používá pevnost při tečení RmT/t/T nebo mez tečení Rε/t/T. Poměr pracovní teploty T a teploty tavení Tt v K je znám pod názvem homologická teplota.

5.3 Křivka tečení ε – t Křivka tečení vyjadřuje závislost deformace na čase při konstantní teplotě a úrovni tahového napětí. Na křivce vysokoteplotního tečení (T ≈ 0,4. Tt a výše pro oceli a T ≈ 0,8. Tt pro niklové slitiny) jsou rozlišována tři časová stádia (viz obr. 5.2)

Obr. 5.2 Schematické znázornění třech časových stádií na křivce vysokoteplotního tečení V prvém stádiu, označovaném jako primární (tranzitní) tečení, klesá rychlost tečení s časem, neboť deformační zpevňování je výraznější než odpevňování. Při teplotách T ≤ 0,3 Tt kde Tt značí teplotu tavení, je primární tečení jedinou deformační odezvou materiálu. Někdy je označováno jako logaritmické tečení a uskutečňuje se i za nepřítomnosti tepelné aktivace. Druhé stádium je charakteristické lineární závislostí mezi deformací a časem a nazývá se sekundární tečení. K tomuto typu tečení dochází jen při dostatečně vysokých teplotách (T ≥ 0,4.Tt), při kterých je proces zotavení schopen kompenzovat účinky deformačního zpevnění. Tento typ tečení má největší význam z praktického hlediska. Při napětích podstatně nižších 84


než mez kluzu představuje podstatnou část celkové životnosti součástí pracujících za zvýšených teplot. Je-li aplikované napětí naopak vysoké, zkracuje se sekundární tečení až do inflexního bodu mezi primárním a terciárním tečením. Třetí stádium, označované jako terciární tečení, je charakteristické prudkým nárůstem deformační rychlosti až do vzniku lomu. Lomy jsou iniciovány jak dutiny (kavity) na hranicích zrn což má za následek interkrystalický charakter lomu (viz obr. 5.3)

Obr. 5.3 Příklad creepového kavitačního poškození

5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení Mezi základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení patří: 1)

Rychlost sekundárního creepu  s 

 - rychlost tečení v sekundárním stádiu (stádium t

ustáleného tečení). 2)

Mez pevnosti při tečení RmT/t/T – tahové napětí, které způsobí při zvolené teplotě po určité předem stanovené době lom.

3)

Mez tečení Rε/t/T – napětí, které při zvolené teplotě vyvolá za určitou, předem stanovenou dobu, deformaci určité velikosti. Obvykle se vyznačuje mez tečení pro ε = 0,2% (při konstrukci turbín), nebo ε = 1,0 % (při konstrukci kotlů). Výpočtová doba obvyklá pro vysokotlaké kotle a turbíny činí 2,25.105 hodin, pro letecké motory do 2.104 hodin. 85


Jako pomocné charakteristiky, které určují dlouhodobou plasticitu materiálu, se při zkouškách tečení stanovují také lomová tažnost Ar [%], resp. lomová kontrakce Z [%].

5.5 Zkoušky tečení kovových materiálů jednoosým tahem Pro provádění zkoušek tečení je obecně stanoveno schéma, které uvádí, že je zapotřebí provést zkoušky při 2 až 4 úrovních teploty, odstupňovaných po 25 až 50˚C, a při několika hodnotách napětí pro každou zvolenou teplotu, přičemž je žádoucí, aby zvolená zkušební napětí byla rovnoměrně rozdělena do oblasti nízkých a vysokých hodnot. Nejkratší doba do lomu by přitom neměla být kratší než asi 200 hodin a naopak nejdelší čas do porušení zkušebního tělesa musí dosáhnout nejméně 1/3 plánované životnosti materiálu (často je tato podmínka uváděna jako extrapolační poměr = 3). Stanovena je i nejvyšší hodnota teploty zkoušení, která by oproti předpokládané pracovní teplotě neměla být vyšší než o 50˚C. Zkoušky tečení kovových materiálů jsou prováděny dle ČSN EN ISO 204 Kovové materiály – Zkoušení tečení jednoosým tahem – Zkušební metoda. Zkouška spočívá v ohřevu zkušebního tělesa na jmenovitou teplotu a jeho deformování konstantním tahovým zatížením nebo konstantním tahovým napětím aplikovaným ve směru podélné osy po jistý časový úsek nebo do lomu. Zkoušky tečení dělíme na: 1)

Zkoušky s měřenou deformací, které umožňují stanovit rychlost sekundárního tečení a meze tečení Rε/t/T v závislosti na napětí a teplotě z křivek tečení ε – t stanovených pomocí 

kontinuálního měření deformace v čase, které umožňuje sestrojit celou křivku tečení



přerušovaných zkoušek, kdy jsou v pravidelných intervalech zkušební tělesa odtížena a deformace vyvolaná tečením je změřena zpravidla pomocí důlčíků na měrné části zkušebního tělesa.

Na obr. 5.4 – 5.6 jsou uvedeny křivky tečení oceli P22 (10CrMo9-10) stanovené při teplotách 575°C, 600°C a 625°C kontinuálním měřením deformace v čase na zkušebních tělesech s břitem (viz kap. 5.5.1) o měrné délce 100 mm.

86


Obr. 5.4 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 575°C při napětích 160 MPa a 180 MPa

Obr. 5.5 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 600°C při napětích 120 MPa a 140 MPa

87


Obr. 5.6 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 625°C při σ = 80 MPa, 90 MPa a 100 MPa Na obr. 5.7 jsou pak uvedeny závislosti rychlosti sekundárního tečení na napětí pro výše uvedené teploty v log – log souřadnicích, které byly stanoveny z naměřených křivek tečení.

Obr. 5.7 Závislosti rychlosti sekundárního creepu na napětí pro ocel P22 při teplotách 575°C, 600°C a 625°C. 2)

Zkoušky do lomu při konstantním zatížení pro stanovení meze pevnosti při tečení RmT/t/T. Hodnoty pevnosti při tečení se stanovují zpravidla na základě krátkodobých 88


zkoušek tečení (viz obr. 5.8) a následné interpolace nebo extrapolace výsledků pro výpočtové doby. Prodlužování doby zkoušek garantuje větší jistotu a přesnost extrapolace výsledků zkoušek tečení a umožňuje verifikaci metod používaných pro přenos výsledků z krátkodobých zkoušek. Závazným požadavkem pro věrohodnou extrapolaci výsledků zkoušek tečení uvedeným v normě ISO 6303 (a také v materiálových normách žárupevných ocelí) je dosažení alespoň 30% doby do lomu, na kterou jsou výsledky extrapolovány (tedy právě 30 000 hodin pro extrapolaci na 100 000 hodin).

100000 450°C

Čas do lomu (h)

475°C

10000

500°C 525°C

1000 St 35.8

100

10 10

100

1000

Napětí (MPa) Obr. 5.8 Závislosti čas do lomu – napětí stanovené pro ocel St 35.8 pro čtyři teploty

5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles Pro zkoušky tečení jsou nejčastěji používána 1)

hladká válcová zkušební tělesa s osazením (viz obr. 5.9, 5.10)

2)

hladká válcová zkušební tělesa s břity (viz obr. 5.11)

o jmenovitém průměru 3 < D ≤ 30 mm. Pro počáteční měrnou délku L0 (délka mezi značkami měřené délky na zkušebním tělese měřená za okolní teploty před zkouškou) zpravidla platí L0 89


> 5D. Lc je zkoušená délka (délka rovnoběžné části zúženého průřezu zkušebního tělesa). Ve zvláštních případech může být průřez zkušebního tělesa čtvercový nebo obdélníkový či jiného tvaru.

Obr. 5.9 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou uvnitř zkoušené délky

Obr. 5.10 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou mimo zkoušenou délku

Obr. 5.11 Zkušební těleso s malými břity 90


5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení V případě navrhování energetických a chemických zařízení, případně konstrukcí, jejichž součásti jsou během provozu vystaveny působení vysokých teplot a zároveň i zatížení, a musí být tedy uvažováno tečení (creep) jako jeden z dominantních degradačních mechanizmů, je nezbytné

znát

dlouhodobé

charakteristiky

tečení.

V případě

součástí

zařízení

s předpokládanou životností okolo 200 000 provozních hodin (typická projektová životnost kotlů na fosilní paliva) je však nutné pro získání charakteristik tečení použít výsledky zkrácených zkoušek tečení, neboť provádění dlouhodobých zkoušek je časově velmi náročné, a tudíž velmi nákladné. Stále je ale nutné dbát na to, že pro spolehlivé stanovení meze pevnosti při tečení pro 200 000 hodin je nutné, aby nejdelší doba do lomu ukončené zkoušky při dané teplotě dosahovala nejméně 70 000 hodin (cca. 8 let). Tato podmínka je nezbytná při vývoji nových materiálů a stanovení jejich odolnosti proti tečení. V praxi se u materiálů již zavedených v příslušných materiálových normách nejčastěji provádí zkoušky tečení v rozmezí od 1 000 do 30 000 hodin, u kterých se následně pomocí různých extrapolačních metod získávají dlouhodobé charakteristiky tečení za 105 hodin. Srovnáním takto získaných hodnot meze pevnosti při tečení s materiálovými daty je možné posoudit, do jaké míry zkoušený materiál vyhovuje nebo nevyhovuje své specifikaci. Nejpoužívanější metody extrapolace výsledků zkoušek tečení se dělí do dvou základních skupin, a to na : 

metody grafické



metody parametrické

5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení Metody grafické jsou obecně považovány za snadnější než metody parametrické. Své využití dále nacházejí například při hodnocení zbytkové životnosti materiálu po exploataci. Základní princip grafických metod extrapolace výsledků lze shrnout do tří základních bodů:  sestavení bodového grafu, nejčastěji v bi-logaritmickém (log σ – log t) nebo v semilogaritmickém systému (σ – log t),  vynesení izoterm RmT/t/T = f(T) nebo

Rε/t/T

výsledků, kde tr je doba do lomu,

91

= f(T), nebo tr = f(T) v rozmezí získaných


 prodloužení izoterm extrapolací na požadovanou dobu provozu (např. 2·105 h) a odečtení extrapolovaných vlastností, případě na zvolenou pracovní teplotu, což je postup, který se využívá nejčastěji při stanovení zbytkové životnosti. Jako největší problém při užívání grafických metod pro extrapolaci se jeví nedostatky vyplývající z použitého souřadnicového systému, a s tím související rozpětí doby trvání zkoušek. Provádí-li se zkoušky do lomu v širokém rozmezí napětí, dochází k tomu, že sklon přímky proložené experimentálními body závislosti σ – tr v semilogaritmických nebo v bilogaritmických souřadnicích nemusí být konstantní a celá přímka je tak rozdělena do několika oddílů s různým sklonem. Každá změna sklonu pak odpovídá přechodu od jednoho deformačního mechanismu tečení k druhému. Závislost napětí – doba do lomu tr je pak v obecném vyjádření určena křivkou, která se ohýbá směrem k nižším napětím (kratším dobám do lomu) a při vyhodnocování zkoušek tečení tak může docházet k nebezpečnému nadhodnocování výsledků (viz obr. 5.12). Na tomto obrázku je ukázáno, jak na základě krátkodobých výsledků zkoušek tečení (omezených zde na 30 000 hodin, extrapolace je vyznačena tečkovanými čarami) dojde k nadhodnocení skutečné meze pevnosti při tečení v případě, že materiál vykazuje v daném teplotně-časovém intervalu změnu deformačního mechanizmu tečení. Opačný

problém

se

bude

projevovat

při

vyhodnocování

zkoušek

do

lomu

v semilogaritmických souřadnicích σ – log t, kdy rovnice přímky má tvar:

.

92

(5.1)


Obr. 5.12 Nadhodnocení pevnosti při tečení při extrapolaci výsledků

Tato závislost je pak určena křivkou, která se přiklání k vyšším hodnotám napětí a výsledky extrapolace mohou být tak značně podhodnoceny. Obecně platí, že nejsou-li zkoušky dostatečně dlouhé, nemůžeme přesně určit, která ze soustav je pro extrapolaci vhodnější, avšak platí, že za nižších teplot je vhodnější používat znázornění v bi-logaritmické soustavě log σ – log t a za vyšších teplot (v oblasti zotavení) je vhodnější použít soustavu v semilogaritmických souřadnicích.

5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení Podstatou extrapolace pomocí parametrických metod je použití dat z relativně krátkodobých zkoušek tečení, které jsou zpravidla prováděny při vyšších teplotách, než je teplota provozní. V takovém případě je totiž mnohem pravděpodobnější, že se bude jak při zkoušce, tak i v provozních podmínkách uplatňovat stejný fyzikální mechanizmus tečení. Dvě základní proměnné zkoušek tečení – teplotu a dobu – tak převádíme pouze na jeden parametr, který je funkcí aplikovaného napětí.

93


Mezi existujícími rovnicemi a korelačními parametry lze jako nejznámější a nejpoužívanější uvést: 

metody, které jsou založeny na Arrheniově rovnici: - Larson–Millerova (L-M), - Sherby–Dornova (S-D), - Manson–Haferdova (M-H), - Seifertova.



metody, které jsou založeny na empirických rovnicích: - SVÚM.

5.6.2.1 Larson–Millerova (L-M) parametrická metoda Pro odvození parametrického vztahu navrženého Larson–Millerem se jako základ užívá Arrheniova rovnice, která vyjadřuje rychlost tečení jako funkci napětí a určuje ji jako časovou změnu tepelně aktivovaných procesů výrazem ve tvaru:

.

Q ( ) d f ( )     A.e RT dt

kde:

A

je konstanta,

Q

je aktivační energie,

R

je univerzální plynová konstanta (8,314 J.mol-1.K-1),

T

je teplota v K.

(5.2)

Předpokládáme-li pro zjednodušení, že skutečná rychlost tečení během celé zkoušky bude neustále konstantní, potom platí:

.

 kde:

d   dt t

(5.3)

ε je velikost trvalé deformace na konci zkoušky, t je čas do lomu.

Původní Arrheniova rovnice (5.2) tak přejde do tvaru: 94


1 A ( RTQ )  .e t  Označíme-li

= C, pak po zlogaritmování a úpravě rovnice (5.4) vychází:

Q  T (C  log t r )  PLM 2,3R kde:

(5.4)

(5.5)

PLM – Larson–Millerův parametr korelace C – materiálová konstanta bez fyzikálního významu.

Přesnost dosažených výsledků výrazně závisí na hodnotě konstanty C, u které se v modelu předpokládá, že je nezávislá na napětí, teplotě a možná i na materiálu. V praxi však bylo pozorováno, že v oblasti vysokých napětí nabývá konstanta C hodnot vyšších a naopak v oblasti nízkých napětí je konstanta C také nižší. Nesprávnou volbou velikosti konstanty C může být dosaženo chyb od ± 10 až ± 40%. Hodnotu konstanty C můžeme interpretovat jako extrapolovaný průsečík v závislosti log tr1/T (viz obr.5.13). U L-M parametrické metody se izonapěťové přímky protínají při hodnotách 1/T=0 a log tr = - C.

Obr. 5.13 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Larson-Millerově modelu 95


Parametrický vztah navržený Larson–Millerem je zpravidla vyjádřen jako lineární funkce log σ, při které rovnice (5) přechází do tvaru:

T (C  log t )  a0  a1 . log 

(5.6)

Od používání této lineární regresní rovnice se však upustilo z důvodu, že v širokém rozpětí napětí neexistuje lineární závislost log t na log σ a z toho plyne, že ani závislost L-M parametru na log σ není lineární. Nejčastěji se proto v současnosti užívá polynomická L-M rovnice 2. nebo 3. řádu, kde závislost L-M parametru na log σ je vyjádřena polynomicky a např. pro L-M rovnici 3. řádu nabývá tvaru:

T (C  log t )  a0  a1 . log   a2 . log 2   a3 . log 3 

(5.7)

5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda Při tomto přístupu je tečení považováno za tepelně aktivovaný proces, jehož základem je stejně jako u L-M parametru Arrheniův vztah. Jestliže je tečení tepelně aktivovaným jevem, pak změna teploty za jinak stejných podmínek musí mít vliv na rychlost tečení. S-D kritérium vychází z parametru

t .e

Q RT

(5.8)

na jehož základě lze říci, že hodnota deformace ε v případě konstantního napětí je jednoznačně určena funkcí veličiny, kterou lze označit:

  t.e

Q RT

(5.9)

a která je funkcí teploty a času. Určité hodnotě creepové deformace při daném napětí, vyjádřené pomocí funkce θi, pak odpovídají dvě různé teploty a časy, pokud mezi těmito dvojicemi platí vztah ve tvaru:

 i  t1 .e

Q RT1

96

 .....  t n .e

Q RTn

(5.10)


Následným zlogaritmováním rovnice (5.10), při uvažování podmínky lomu θ=θr a času t=tr, dostaneme S-D parametrickou rovnici ve tvaru:

PS  D  log r  log t r  Q / RT kde:

(5.11)

PS-D – Sherby-Dornův parametr.

Parametr Sherbyho a Dorna má sice stejný teoretický základ jako parametr Larson-Millerův, ale v každém případě se vychází z jiných předpokladů, kterými je dosaženo odlišných rovnic. Hlavním rozdílem u obou parametrů je především závislost aktivační energie na napětí. U LM parametru předpokládáme závislost aktivační energie na napětí, zatímco u S-D parametru nikoliv. Aktivační energie je tak směrnicí závislosti log tr na 1/T (viz obr. 5.14).

Obr. 5.14 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Sherby-Dornově modelu

5.6.2.3 Manson–Haferdova (M-H) parametrická metoda Manson–Haferdem navržený parametrický vztah se zakládá čistě na empirických poznatcích, kdy byly zkoušky tečení prováděny při konstantním zatížení a proměnlivé teplotě. Při svých pozorováních odhalili odchylky vznikající při použití L-M parametrické rovnice, které, jak se domnívali, vznikají v důsledku nelineární závislosti log tr na 1/T. M-H parametr je proto založen na empirickém poznatku, že závislost log tr na 1/T je pro řadu případů možné nahradit 97


závislostí log tr na T a pro konstantní napětí tvoří přímku. Přímky odpovídající různým napětím konvergují okolo jednoho bodu, který má souřadnice [Ta, log ta] (viz obr. 5.15). MH parametr je pro danou hodnotu napětí dán jako převrácená hodnota směrnice dané přímky ve tvaru:

PM  H 

kde:

log t r  log t a T  Ta

(5.12)

PM-H - Manson-Haferdův parametr, log ta, Ta – materiálové charakteristiky.

Obr. 5.15 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Manson-Haferdově modelu

5.6.2.4 Seifertova metoda Další často užívanou parametrickou metodu představuje rovnice Seifertova. Ta vyjadřuje aplikované napětí (mez pevnosti při tečení) jako kvadratickou funkci teplotně-časového parametru P ve tvaru:

log   A0  A1 P  A2 P 2 kde:

σ – aplikované napětí (mez pevnosti při tečení), 98

(5.13)


A0,1,2 – konstanty, P – teplotně-časový parametr, který je pro tuto rovnici definován vztahem: P  T (C  log t r ).10 4

(5.14)

5.6.2.5 Rovnice SVÚM Rovněž v podmínkách České republiky často užívanou rovnicí pro extrapolaci výsledků zkoušek tečení je rovnice, která byla vyvinuta v dřívějším Státním výzkumném ústavu materiálu (SVÚM), jejíž konstanty byly v minulosti pro některé nejpoužívanější čs. žárupevné oceli uvedeny také přímo v materiálových normách. Tato parametrická rovnice, na rozdíl od předchozích, nevychází z fyzikálních modelů, tedy Arrheniovy rovnice, nýbrž je založena čistě na rovnicích empirických, které vyjadřují závislost doby do lomu na aplikovaném napětí a teplotě funkcemi ve tvaru:

log(t )  A1  A2 . f (T )  A3 f (T ).g ( )  A4 .g ( ) , f (T )  log

1 1  T As

q( )  log sinh ( .T . A6 ) kde:

T

(5.15) (5.16) (5.17)

je teplota,

A16 jsou konstanty.

Je pochopitelné, že pro výpočet takto složitých soustav rovnic s více proměnnými, které navíc nejsou lineárně závislé, je nezbytné využívat výpočetní techniku.

99


5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tečení pomocí parametrických rovnic Na obr. 5.16 až 5.19 jsou na příkladu jedné tavby oceli P 91 (X10CrMoVNbN 9-1) ukázány výsledky zpracování zkoušek tečení pomocí jednotlivých parametrických rovnic. Tato tavba byla zkoušena při teplotách 575, 600 a 625°C a celková doba zkoušení přesáhla 315 tisíc hodin. Datový soubor obsahoval také zkoušky s dobou do lomu i více než 40 000 hodin. U takto rozsáhlých souborů jsou výsledky odhadu meze pevnosti při tečení na samotném postupu jejich extrapolace velmi málo závislé, jak je z uvedených obrázků patrné. Většina programů zkoušek tečení je zaměřena hlavně na ověřování aktuální žárupevnosti dané oceli daného výrobce, neboť dlouhodobá žárupevnost sice není a ani nemůže být předmětem přejímacích zkoušek u dodavatele hutních výrobků, avšak v evropské normě pro výrobu kotlů je pro součásti pracující v oblasti tečení uvedena podmínka, že „…dodavatel materiálu musí poskytnout výrobci kotlů písemné prohlášení uvádějící, že dodaný výrobek splňuje stanovené vlastnosti a že výrobní procesy jsou stejné jako u použitých ocelí, u nichž byly získány výsledky zkoušek“. 1000 P91 tavba 0789 L - M 1. řádu

Napětí, MPa

100

575°C 600°C 625°C

10 10

100

Čas, hod 1000

10000

100000

Obr. 5.16 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L-M rovnicí 1. řádu

100

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava 1000 P91 tavba 0789 L - M 3. řádu

Napětí, MPa

100

575°C 600°C 625°C

10 10

100

Čas, hod 1000

10000

100000

Obr. 5.17 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L – M rovnicí 3. řádu

1000 P91 tavba 0789 Seifertova rovnice

Napětí, MPa

100

575°C 600°C 625°C

10 10

100

Čas, hod 1000

10000

Obr. 5. 18 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí Seiferta

101

100000


1000 P91 tavba 0789 Rovnice SVÚM

Napětí, MPa

100

575°C 600°C 625°C

10 10

100

Čas, hod 1000

10000

100000

Obr. 5. 19 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí SVÚM

Z charakteristik tečení jednotlivých ocelí jsou v materiálových normách uvedeny v tabelární formě teplotně-časové závislosti středních hodnot meze tečení a meze pevnosti při tečení. Pro konstrukční účely se pak pracuje s hodnotami minimálními, které představují 80% středních hodnot. Tento přístup je vyvolán skutečností, že odolnost proti tečení dané značky oceli se může lišit až o 20% v důsledku: 

povoleného rozptylu chemického složení v rámci jedné značky oceli,



jiného obsahu doprovodných a stopových prvků a jiné mikročistoty oceli,



chemické heterogenity materiálu,



rozdílného způsobu výroby jak oceli, tak i výsledného hutního výrobku.



rozdílného tepelného zpracování, a tedy rozdílné mikrostruktury, která má na žárupevnost velmi významný vliv,



chyb při stanovování žárupevnosti v creepových laboratořích,



rozdílných pracovních a zkušebních podmínek daného materiálu,



technologických a konstrukčních vlivů.

Charakteristiky tečení jednotlivých značek žárupevných ocelí a slitin jsou po harmonizaci českých materiálových norem s normami EU uvedeny jak v materiálových, tak i ve výrobkových normách, například: 102


ČSN EN 10302: Žáropevné oceli, niklové a kobaltové slitiny ČSN EN 10028-2 Ploché výrobky z ocelí pro tlakové účely - Část 2: Nelegované a legované oceli se stanovenými vlastnostmi pro vyšší teploty ČSN EN 10216-2: Bezešvé ocelové trubky pro tlakové nádoby a zařízení - Technické dodací podmínky - Část 2: Trubky z nelegovaných a legovaných ocelí se zaručenými vlastnostmi při zvýšených teplotách ČSN EN 10222-2: Ocelové výkovky pro tlakové nádoby a zařízení - Část 2: Feritické a martenzitické oceli V tab. 6.1 jsou hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH uvedené v Příloze A normy ČSN EN 10216-2 Tab. 6.1 Hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH Označení oceli Teplota Hodnoty meze pevnosti při tečení v (MPa)a)b)c)d) Značka P235GH P265GH

Číselné označení 1.0345 1.0425

°C

10 000 h

100 000 h

200 000 h

250 000 h

400 410 420 430 440 450 460 470 480 490 500

182 166 151 138 125 112 100 88 77 67 58

141 128 114 100 88 77 66 56 47 39 32

128 115 102 89 77 66 56 46 33 26 24

122 109 97 86 74 64 54 44 30 -

103


Shrnutí pojmů Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: 

Anelastická deformace.



Tečení materiálu (creep).



Mezní teplota Tg.



Křivka tečení.



Rychlost sekundárního tečení.



Mez pevnosti při tečení.



Mez tečení.



Homologická teplota.



Larson – Millerův parametr.



Sherby – Dornův parametr.

Otázky k probranému učivu 1)

Co rozumíme pod pojmem tečení materiálu?

2)

Co určuje mezní teplota Tg?

3)

Jak je definována mez pevnosti při tečení?

4)

Co to je homologická teplota?

5)

Jaké znáte metody extrapolace výsledků zkoušek tečení?

6)

Jaké znáte parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení?

7)

Jak je vyjádřen Larson – Millerův parametr?

104


Úlohy k řešení

V tabulce jsou uvedeny výsledky zkoušek tečení oceli P22 při teplotách 525°C, 550°C, 575°C a 600°C. Vyneste závislost napětí na Larson –Millerově parametru ve tvaru PL-M = (T + 273). [CL-M + log(t)], CL-M = 20.

Číslo zkoušky 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31

Teplota T (°C) 525 525 525 525 525 525 525 525 525 550 550 550 550 550 550 550 575 575 575 575 575 575 575 600 600 600 600 600 600 600 600

Napětí σ (MPa) 280 255 235 210 190 165 145 125 115 240 215 190 165 145 125 105 180 150 130 110 90 80 75 155 140 110 95 85 65 50 40

Čas t (hod) 14 57 173 359 726 2602 5772 16072 30734 160 327 399 422 962 2834 11309 49 211 798 2065 6407 16491 19699 51 124 466 849 1398 4891 15633 21040

105

Tažnost (%) 43,6 32,8 38,4 48,8 62,6 45,6 41,6 35,6 38,6 32,0 60,0 46,8 58,8 48,4 42,8 46,3 57,6 56,0 54,0 48,8 51,9 41,8 28,0 55,2 44,6 60,8 56,4 56,4 52,0 56,3 40,6

Kontrakce (%) 83,2 85,5 85,2 87,7 88,3 85,9 83,3 78,3 79,3 87,0 89,3 86,7 88,2 84,2 87,7 83,0 85,3 86,8 86,9 83,6 87,2 78,0 70,0 87,3 81,9 91,1 91,7 91,7 83,5 92,5 93,7


Použitá literatura [1] HERNAS, A. – JONŠTA, Z. – TVRDÝ, M. – ČÍŽEK, L. – PURMENSKÝ, J.: Žárupevné oceli a slitiny. Vydavateľstvo ZUSI – Žilina, ISBN 80968605-6-9. [2] ČSN EN 12952-2 Vodotrubné kotle a pomocná zařízení – Část 2: Materiály pro části kotlů a příslušenství namáhaných tlakem. [3] ASM Handbook, Volume 8, Mechanical Testing and Evaluation. [4] ČSN EN ISO 204 Kovové materiály – Zkoušení tečení jednoosým tahem – Zkušební metoda. Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, říjen 2009. [5] STRNADEL, B.: Řešené příklady a technické úlohy z materiálového inženýrství. Ostravské tiskárny, a.s., 1998.

106


6. Hodnocení odolnosti konstrukčních ocelí vůči koroznímu praskání ve vodním prostředí o teplotě 23 – 300°C. Čas ke studiu: 2 hod.

Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět 

Definovat pojem korozního praskání pod napětím.



Definovat faktory, které ovlivňují proces korozního praskání.



Popsat závislost rychlosti růstu korozní trhliny na faktoru intenzity napětí K.



Definovat prahovou hodnotu pro výskyt korozního praskání.



Definovat faktory ovlivňující proces korozního praskání ve vodních prostředích.



Popsat mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích.



Popsat postup pro hodnocení odolnosti vůči koroznímu praskání pod napětím.

Výklad

6.1. Úvod U řady zařízení jaderné i klasické energetiky a konstrukcí vyrobených z vysokopevných ocelí, vystavených v průběhu dlouhodobého provozu působení vodního prostředí, bylo jako příčina výskytu trhlin o velikosti převyšující přípustné vady označeno korozní praskání. Pod pojmem korozní praskání rozumíme iniciaci a stabilní růst trhlin v důsledku současného působení tahového napětí (od statického vnějšího zatížení resp. vlastních pnutí) a korozního prostředí. K iniciaci a stabilnímu růstu trhliny v důsledku tohoto procesu však dochází pouze tehdy, jestliže vlastnosti prostředí, stav napjatosti a vlastnosti materiálu současně dosáhnou jisté kritické úrovně. V opačném případě nemusí k iniciaci a růstu trhliny vůbec dojít.

107


Proces korozního praskání ve vodních prostředích je ovlivněn velkým množstvím faktorů (viz obr. 6.1), které lze rozdělit do tří hlavních skupin: 1.

faktory zahrnující vliv způsobu namáhání, především pak stav napjatosti v kritických místech konstrukce,

2.

podmínky exploatace (vlastnosti vodního prostředí, teplotní režim)

3.

metalurgické faktory.

Obr. 6. 1 Faktory, jejichž současné působení je příčinou iniciace a stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích Rostoucí nároky na provozní parametry, životnost a spolehlivost výše uvedených konstrukcí a zařízení vedou jak ke změnám v práci konstruktérů a technologů, tak i k rozšiřování požadavků kladených na konstrukční materiály. Podkritické vady přípustné velikosti mohou vzniknout i jiným mechanismem, zpravidla během výroby, a jsou v některých typech konstrukcí přítomny již při jejich uvádění do provozu. Etapa iniciace trhliny může být v těchto případech potlačena, a nebo mizí úplně. Přítomnost vad typu trhlin v provozované konstrukci tak vede k požadavku, aby nově vyvíjené konstrukční materiály měly co nejlepší vlastnosti nejen ve fázi iniciace, ale i ve fázi stabilního růstu trhlin. Studiu zákonitostí stabilního růstu trhlin je věnována značná pozornost od počátku 70. let minulého století, kdy je zaváděna nová koncepce návrhu konstrukce, tzv. koncepce „damage tolerance“, která připouští iniciaci a stabilní růst vad i v průběhu provozování 108


konstrukce. Stabilní růst vad typu trhlin lze popsat buď pomocí základního parametru lineární lomové mechaniky - faktoru intenzity napětí K MPa.m1/2 a/nebo pomocí parametrů elastoplastické lomové mechaniky – rozevření špice trhliny  [mm] resp. J-integrálu [N/mm]. Na obr. 6.2 je schematicky znázorněna závislost rychlosti růstu korozní trhliny na faktoru intenzity napětí K v důsledku korozního praskání. Stabilní růst trhliny korozním praskáním je charakteristický existencí prahové hodnoty KISCC. Celou závislost da/dt vs. K je možno rozdělit na tři významně odlišná stádia. V prvém stádiu existuje velmi silná závislost rychlosti růstu korozní trhliny na K. Ve druhém stádiu (po dosažení hodnoty Kp a jí odpovídající rychlosti růstu trhliny (da/dt)p je rychlost růstu nezávislá a/nebo velmi slabě závislá na úrovni K. Nezávislost rychlosti růstu trhliny na K svědčí o tom, že rychlost růstu je v této oblasti řízena rychlostí elektrochemických reakcí, kinetikou transportu aniontů nebo kationtů k čelu trhliny nebo dalšími faktory nemechanického původu.

Kp

da )p dt

K = KIC

log (da/dt)

(

KISCC

log K Obr. 6.2 Schematické znázornění kinetiky růstu trhliny za současného působení statického namáhání a korozního prostředí. Úroveň rychlosti (da/dt)p závisí na vlastnostech systému ocel/vodní prostředí. Ve třetím stádiu vzrůstá opět rychlost korozní trhliny s K až do dosažení lomové houževnatosti KIC.

6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích Pro systém vodní prostředí/ocel jsou z literatury známy dvě základní příčiny: 109


1.

vodíkové zkřehnutí mikroobjemu materiálu před čelem rostoucí trhliny,

2.

anodické rozpouštění na čele rostoucí trhliny. Oba mechanismy mohou působit současně, neboť atomární vodík je uvolňován

hydrolýzou iontů železa, tedy jako důsledek anodického rozpouštění na čele trhliny. O tom, který z mechanismů se v daném konkrétním případě uplatní dominantním způsobem rozhodují: 1.

vlastnosti materiálu a to především jeho chemické složení, mikrostruktura a mez kluzu,

2.

parametry určující vlastnosti vodního prostředí a to především teplota, korozní potenciál, pH vody, vodivost, koncentrace aniontů.

6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí Pod pojmem vodíkové zkřehnutí rozumíme pokles plastických vlastností materiálu způsobený přítomností vodíku. Na vodíkové zkřehnutí je možno pohlížet ze dvou zorných úhlů: 1.

Vnitřní vodíkové zkřehnutí bez přítomnosti korozního prostředí, které je způsobeno vodíkem pohlceným v materiálu při výrobě, tepelném zpracování nebo různých technologických operacích.

2.

Vnější vodíkové zkřehnutí, které je vyvoláno atomárním vodíkem, který je ve styku s povrchem kovu, nebo je na volném povrchu kovu uvolněn z okolního prostředí obsahujícího ionty vodíku (např. H2O, H2S). Stabilní růst trhlin, vyvolaný současným působením statického namáhání a vodního

prostředí, je řízen posloupností na sebe navazujících procesů, které jsou schematicky znázorněny na obr. 6.3. Mezi tyto dílčí procesy patří: 

Transport korozního prostředí k čelu trhliny.



Elektrochemické reakce korozního prostředí s nově vytvořenými povrchy, které vedou k uvolnění vodíku.



Absorbce vodíku na čele trhliny.



Transport vodíku do oblastí, ve kterých vyvolává zkřehnutí. 110




Interakce vodík-kov vedoucí ke zkřehnutí (snížení kohezní pevnosti hranic zrn, ovlivnění pohyblivosti dislokací, atd.).

Výsledná rychlost růstu trhliny je potom řízena nejpomalejším z výše uvedených procesů.  ii 3

H H2O

H

Fe2+ + H2O  FeOH+ + H+ H++ e  H H

H H

Fe | H | Fe CKR

Obr. 6.3 Schematické znázornění procesů vedoucích k vodíkovému zkřehnutí při stabilním růstu trhlin ve vodním prostředí. Na obr. 6.4 jsou shrnuty výsledky měření rychlosti růstu korozní trhliny v režimu P= konst. (korozní praskání) na faktoru intenzity napětí K v provzdušněné destilované vodě o teplotě 30oC, 50oC, 70oC a 90oC u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo. Získaná závislost je charakteristická: 1.

Výskytem prahové hodnoty KISCC, která je nezávislá na teplotě vody.

2.

Výskytem dvou stádií, která se liší silou vazby rychlosti růstu trhliny na K. V prvém stadiu, po dosažení prahové hodnoty KISCC, závisí rychlost růstu trhliny velmi

silně na K a nezávisí na teplotě destilované vody. Hodnota KISCC, vypočtená ze získaných výsledků pro da/dt = 1.10-7 mm/s, je rovna KISCC = 13,5 MPa.m1/2.

111


d2a/dt [mm/s]

38MnSiCr2Ni2Mo 0,002%S; Rp0,2=1 610 MPa P=konst.

d 2a Q  A exp (  ) dt RT

Q = 32 700 + 8 400 J/mol

Symbol

T[°C] 30 50 70 90

K [MPa m1/2] Obr. 6.4 Vliv teploty vody v rozmezí 30 – 90oC na kinetiku růstu korozních trhlin v důsledku korozního praskání u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo s nízkým obsahem síry (0,002%) a fosforu (0,006%). Ve druhém stadiu je rychlost růstu trhliny závislá pouze na teplotě vody. Aktivační energie řídícího procesu vypočtená z výsledků měření ve druhém stadiu je rovna Q = 32 700  8400 J/mol. Na základě porovnání aktivačních energií pro růst únavových trhlin a pro růst trhlin v důsledku korozního praskání lze konstatovat, že stabilní růst trhlin je řízen, pro oba 112


způsoby zatěžování, jedním procesem. Vypočtené aktivační energie jsou v dobré shodě s aktivační energií rozpustnosti vodíku v mřížce  železa (Q = 28600 J/mol). Fraktografický rozbor lomových ploch vytvořených stabilním růstem trhliny v důsledku korozního praskání prokázal, že k stabilnímu růstu trhliny došlo výhradně mezikrystalickou dekohezí původních austenitických zrn (viz obr. 6.5).

Obr. 6.5 Morfologie lomové plochy vytvořená stabilním růstem trhliny u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo v důsledku korozního praskání ve vodě 70oC teplé.

6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění Existuje řada literárních důkazů o tom, že stabilní růst trhliny v důsledku korozního praskání ve vodním prostředí o teplotě vyšší než 250oC je

jak u nízkolegovaných

bainitických ocelí, tak u austenitických nerezavějících ocelí především důsledkem uplatnění mechanismu anodického rozpouštění. Stabilní růst trhliny vyvolaný přítomností vodního prostředí a tahového napětí je v tomto případě důsledkem periodického opakování procesu porušování oxidického filmu na čele trhliny, anodického rozpouštění na čele trhliny a následné pasivace obnažených povrchů. Vzrůst deformace na čele trhliny, potřebný pro porušení filmu oxidu může být vyvolán monotónně rostoucím zatížením, resp. tečením (creep process) při konstantním zatížení. Po porušení oxidického filmu je obnažené čelo trhliny vystaveno působení vodního prostředí, jehož agresivita závisí na koncentraci aniontů u špice trhliny. Agresivní prostředí je u špice trhliny udržováno a posilováno rozpouštěním vměstků MnS a/nebo gradientem 113


potenciálu mezi ústím trhliny a jejím čelem, který závisí na koncentraci kyslíku rozpuštěného ve vodě. Čelo trhliny postupuje v důsledku anodického rozpouštění. Současně dochází k postupnému pokrývání čela trhliny rostoucí pasivační vrstvou a postup trhliny se zpomaluje. O etapovitém charakteru porušení, jenž je důsledkem periodického opakování procesů porušování

oxidického filmu, anodického rozpouštění a následné pasivace obnažených

povrchů na špici trhliny, svědčí charakteristické fraktografické znaky pozorované na lomových plochách vytvořených stabilním růstem trhliny v důsledku korozního praskání, jejichž charakter uspořádání připomíná žlábky (striace) (viz obr. 6.6).

Obr. 6.6 Mikromorfologie lomové plochy vytvořené při pomalém zatěžování CT tělesa z oceli 08Ch18N10T v odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 275oC s přídavkem 100 ppm Cl- (u = 0,0005 mm/min.) Kinetika stabilního růstu trhliny v důsledku anodického rozpouštění závisí na tom, jak způsob namáhání, vlastnosti prostředí a vlastnosti materiálu ovlivňují rychlost obnovy vodního prostředí u čela trhliny, rychlost porušování oxidického filmu a rychlost pasivace obnažených povrchů na špici trhliny. Rychlost růstu trhliny mechanismem anodického rozpouštění lze pomocí Faradayova zákona s výhodou vztáhnout k množství kovu rozpuštěného na špici trhliny.

v

da M  i(t ) dt z.  .F 114

(6.1)


kde

M a ρ* jsou atomová hmotnost a měrná hmotnost kovu před špicí trhliny, F

je Faradayova konstanta (F=96500 C.mol-1),

z

je průměrný počet elektronů účastnících se procesu oxidace jednoho atomu kovu,

i(t)

je časová závislost proudové hustoty, která je vyvolána korozními procesy na špici trhliny.

6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod napětím Nejčastěji používanou metodou pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání ve vodním prostředí je metoda zkoušení při malé rychlosti deformace dle ČSN ISO 7539-7. Hladká válcová tělesa a/nebo zkušební tělesa s počáteční únavovou trhlinou jsou zatěžována rychlostí pohybu příčníku zatěžovacího stroje pomalou rychlostí 10-3 ÷ 10-7 mm/min. Výsledky zkoušek jsou porovnávány s výsledky zkoušek prováděných na vzduchu při zvolené teplotě. U hladkých válcových těles je citlivost ke koroznímu praskání vyjadřována jako poměr kontrakce Z stanovené v korozním prostředí a kontrakce materiálu stanovené na vzduchu. U zkušebních těles s počáteční únavovou trhlinou jsou porovnávána R křivky (závislosti J – Δa, resp. δ – Δa) stanovené na vzduchu a v korozním prostředí (viz obr. 6.7). Na tomto obrázku jsou uvedeny R křivky stanovené pro ocel 10GN2MFA v provzdušněné a odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 250oC a 290oC při rychlosti pohybu příčníku u=1,7.10-5 mm/s. Při teplotách vody 250oC a 290oC je odolnost oceli 10GN2MFA vůči koroznímu praskání významně závislá na koncentraci kyslíku rozpuštěného ve vodě. Snížení koncentrace kyslíku rozpuštěného ve vodě pod 10 ppb mělo u sledované tavby oceli 10GN2MFA (S=0,008%) za následek potlačení výskytu korozního praskání.

115


10GN2MFA C(T), B = 11 mm DEMI voda, 250°C, 290°C rychlost pohybu příčníku 0,001 mm/min

0,7

vzduch 290°C

 [mm]

0,3

T [°C] O2  10 ppb O2  5 ppm   250   290

0,1

0,05

0,02

0,01 0,1

0,2

0,5

1,0

2,0

a [mm]

Obr. 6.7 Závislosti δ – Δa stanovené při rychlosti pohybu příčníku 1,7.10-5 mm/s při dvou významně odlišných koncentracích kyslíku při teplotách 250oC a 290oC.

116



Korozní praskání pod napětím.



Prahová hodnota KISCC pro výskyt korozního praskání.



Mechanismus vodíkového zkřehnutí.



Mechanismus anodického rozpouštění.



Absorpce vodíku na čele trhliny.

Otázky k probranému učivu 8)

Co rozumíme pod pojmem korozní praskání?

9)

Co určuje prahová hodnota KISCC?

10) Co rozumíme pod pojmem vodíkové zkřehnutí? 11) Jaké dílčí procesy vedou k vodíkovému zkřehnutí při stabilním růstu trhlin ve vodním prostředí? 12) Jaké dílčí procesy řídí mechanismus anodického rozpouštění? 13) Jaký znáte postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání?


MATOCHA, Karel: Korozní únava a korozní praskání konstrkčních ocelí ve vodních prostředích o teplotě 20 – 300°C. Habilitační práce. VŠB – TU Ostrava, 2006.

[2]

ČSN EN ISO 7539-7 Koroze kovů a slitin – Zkoušky koroze za napětí – Část 7: Zkoušení při malé rychlosti deformace.

[3]

Corrosion issues in light water reactors. Stress corrosion cracking.European Federation of Corrosion Publication Number 51. Edited by D. Féron and J.M. Olive, Woodhead publishing limited, Cambridge England. ISSN 13545116.

117


7. Hodnocení odolnosti ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích obsahujících sulfan (H2S). Čas ke studiu: 2,5 hod.


Definovat základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu.



Vyjmenovat normy na hodnocení ocelí vůči HIC a SSC.



Popsat postup pro hodnocení ocelí vůči HIC.



Popsat co vyjadřují parametry CLR, CTR, CSR a CAR.



Vyjmenovat normu pro hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu.



Vyjmenovat čtyři základní zkušební metody popsané v normě NACE TM 0177-2005.



Popsat rozdíl mezi hodnocením odolnosti vůči sulfidickému praskání pod napětím a korozním praskáním pod napětím dle NACE TM 0177-2005.

Výklad

7.1 Úvod Bezešvé trubky a ocelové plechy používané k výrobě svařovaných potrubí pro těžbu a dopravu ropy a zemního plynu, k výrobě nádrží na skladování ropy a tlakových nádrží v ropných rafinériích jsou vystaveny vlhkému kyselému prostředí, které obsahuje určitý podíl sulfanu H2S (dříve sirovodík). Sulfan je bezbarvý plyn zapáchající po zkažených vejcích. 1)

Je prudce jedovatý (smrtelné otravy může způsobit v dávkách 1000 – 2000 ppm),

2)

je těžší než vzduch,

3)

snadno se zkapalňuje,

4)

Je dobře rozpustný ve vodě (0,4 g/100 ml při 20°C). 118


Z kapalných i plynných prostředí obsahujících určitý podíl sulfanu může pronikat do materiálu vodík a způsobit jeho degradaci. Rozpouštěním ve vodě vzniká kyselina sirovodíková H2S. Obecně se předpokládá, že atomární vodík vzniká v prostředích sulfanu díky disociaci sulfanu za přítomnosti vody v souladu s následujícími reakcemi: Anodická reakce

Fe → Fe2+ + 2e-

Disociace sulfanu

H2S + H2O → H+ + HS- + H2O → 2H+ + S2- + H2O

Katodická reakce

2e- + 2H+ + Fe2+ + S2- → 2Hads + FeS

Celková reakce se někdy zjednodušeně zapisuje následovně: Fe + H2S → FeS + 2Hads Uvedené reakce mohou probíhat jak v plynných, tak v kapalných médiích, v případě plynů je však nutná přítomnost určitého podílu vlhkosti. Ve zcela suchém plynu se degradační účinky sulfanu neprojeví, protože nedojde k jeho disociaci. Vždy se jedná o kyselá prostředí a účinek sulfanu je zvýrazněn při nižších hodnotách pH.

7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu V případě uhlíkových a nízkolegovaných ocelí bývají rozlišovány tři základní typy degradačních mechanismů v prostředí obsahujícím sulfan. Jedná se o vodíkem indukované praskání (HIC – hydrogen induced cracking), dále sulfidické praskání pod napětím (SSC – sulphide stress cracking) a konečně napěťově orientované vodíkem indukované praskání (SOHIC – Stress Oriented Hydrogen Induced Cracking). Jak už z názvů vyplývá, projevují se všechny uvedené typy poškození vznikem trhlin v oceli. Charakter trhlin je pro jednotlivé typy vodíkové křehkosti schematicky znázorněn na obr. 6.1.

119


Obr. 6.1 Schematické znázornění charakteru trhlin u základních druhů vodíkové křehkosti v prostředí sulfanu

7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC) S tímto typem poškození je možné se setkat především u potrubí a plechů z uhlíkmanganových ocelí o nižší pevnostní úrovni (mez pevnosti v tahu menší než cca 550 MPa) používaných pro ropovody, plynovody, zásobníky plynu, ropy, resp. tlakové nádrže v ropných rafineriích. Jedná se o formu vnitřního poškození vodíkem bez spolupůsobení vnějšího zatěžování. Někdy se tento typ poškození označuje jako stupňovité praskání (Stepwise Cracking – SWC) vzhledem k charakteru trhlin, které mohou tvořit na metalografických výbrusech charakteristické stupně. Vzniknou-li trhliny v blízkosti povrchu, může dojít ke vzniku puchýřů na povrchu. Příklady poškození mechanizmem vodíkem indukovaného praskání jsou dokumentovány na obr. 6.2. Teorie, která v daném případě zcela uspokojivě vysvětluje vznik trhlin, je nejstarší teorie vodíkové křehkosti, tj. teorie aerostatického napětí. Vodík, který se dostává do oceli v důsledku elektrochemických reakcí, rekombinuje v příznivých místech kovové matrice, vyvolá zde lokálně vysoká pnutí, což může mít za následek až vznik trhlin (viz obr. 6.2). Potencionálními místy pro rekombinaci vodíku jsou zřejmě rozhraní nekovových vměstků a kovové matrice a dále segregační pásy v oceli.

120


korozní prostředí puchýř

přímé trhliny

tloušťka materiálu

stupňovitá trhlina

1 mm

Obr. 6. 2 Příklady poškození oceli vodíkem indukovaným praskáním

7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím Tento typ poškození je nejčastěji problémem materiálu o střední, někdy i vyšší pevnostní úrovni, které jsou namáhány vnějším zatížením. K poškození tedy dochází za současného působení tahových napětí a prostředí obsahujícího sulfan. Nejdůležitějšími parametry, které ovlivňují agresivitu prostředí je pH prostředí a parciální tlak sulfanu. Předpokládá se, že u tohoto poškození přísluší hlavní účinek atomárnímu vodíku, který vyvolá vodíkovou křehkost oceli v souladu s obecně uznávanými mechanismy (dekohezní teorie, teorie kritické koncentrace vodíku, event. i teorie interakce vodík – plastická deformace) a za spolupůsobení tahových napětí pak vede k iniciaci a růstu trhlin. Na základě analýzy výsledků laboratorních zkoušek i provozních zkušeností je možno konstatovat, že 121


náchylnost k sulfidickému praskání pod napětím vzrůstá s nárůstem tvrdosti (pevnosti) materiálu, resp. s výskytem lokálně tvrdších oblastí ve struktuře oceli. Charakteristickým projevem degradace kovových materiálů při současném spolupůsobení vodíku a vnějšího zatěžování je vznik, tzv. „rybích ok“. Jedná se o okrouhlé kvazi-štěpné oblasti, v jejichž středu se nachází, nebo nacházel, nekovový vměstek, který inicioval poškození materiálu. (viz obr. 6.3).

Obr. 6.3 Výskyt rybích ok na lomové ploše oceli X60

7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání Tento zvláštní typ vodíkové křehkosti se vyskytuje především v tepelně ovlivněných oblastech svarových spojů. Typickým znakem je přítomnost trhlin rovnoběžných s povrchem, které jsou v řadě nad sebou a jsou někdy částečně propojeny úseky kolmými k povrchu materiálu. Převládá domněnka, že poškození souvisí s existencí změkčených zón v tepelně ovlivněné oblasti, které byly vyžíhány v interkritickém intervalu teplot, tj. mezi AC1 a AC3. Při vnějším zatěžování, resp. při vyšší úrovni vnitřních pnutí mohou být tyto oblasti namáhány až nad mezí kluzu, což může zapříčinit vznik trhlin, neboť může dojít k výrazné interakci vodíkplastická deformace. Tento typ vodíkové křehkosti se může projevit i u kvalitních ocelí, které jsou jako základní materiály odolné vůči vodíkem indukovanému praskání.

122


7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu Pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC se dlouhodobě (od roku 1984) používá norma NACE (National Association of Corrosion Engineers) NACE TM 0284-2011 Standard Test Method – Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to HydrogenInduced Cracking. V roce 2000 vešla v platnost rovněž norma ČSN EN 10229 „Hodnocení odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných vodíkem (HIC)“. Hodnocení dle této normy je v podstatě shodné s normou NACE. Pro hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu je používána norma NACE Standard TM 0177 – 2005: Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S Environments. Jako Sulfidické korozní praskání je označováno porušování, ke kterému dochází při okolní teplotě, korozní praskání pod napětím pak porušování, ke kterému dochází při zvýšených teplotách. Zkušební postup pro hodnocení odolnosti uhlíkových a nízkolegovaných ocelí vůči SSC pro kyselá prostředí je uveden v ČSN EN ISO 15 156-2 a pro korozivzdorné a ostatní slitiny odolné proti tvorbě trhlin v normě ČSN EN ISO 15156-3.

7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC). Zkouška spočívá v metalografickém hodnocení výskytu trhlin na výbrusech tří vzorků, o rozměrech 100mm x 20 mm x tloušťka, které byly předtím exponovány v kyselém zkušebním roztoku nasyceném sulfanem, při teplotě 25 ± 3oC. Odběr zkušebních vzorků pro expozici závisí na tloušťce posuzované součásti a je pro plechy uveden pro na obr. 6.3. Všechny vzorky se předem připraví s rozměry o 0,25 mm většími, než je konečná tloušťka, případně výška. Tento přídavek se pak oboustranně odstraní broušením za mokra na rotujícím kotouči nebo jiným srovnatelným způsobem. Hlavní plochy zkušebních těles se pak obrousí standardním metalografickým způsobem brusným papírem se zrnitostí 320. Expozice vzorků musí být provedena ve vzduchotěsných spojených nádobách, které jsou dostatečně velké k pojmutí vzorků (viz obr. 6. 4). Podle NACE TM 0284 musí být poměr objemu roztoku a plochy vzorků nejméně 3 ml/cm2.

123


hlavní směr válcování

100 ± 1

T = tloušťka T 30 20 ± 1


100 ± 1

max. 30

1

30 < T 88

20 ± 1


max. 30 1

T > 88

20 ± 1

Obr. 6.3 Odběr vzorků pro expozici podle tloušťky plechu

124


Obr. 6.4 Vzduchotěsné nádoby používané pro expozici vzorků ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM, s.r.o. Vzorky jsou ukládány do nádob způsobem schematicky znázorněným na obr. 6.5.

Obr. 6.5 Způsob ukládání vzorků do skleněných nádob. Norma připouští použití 2 druhů zkušebních roztoků. Roztok A je tvořen chloridem sodným (5 hm. %), kyselinou octovou (0,5 hm. %), sulfanem a destilovanou vodou. Jeho počáteční pH by mělo být 2,7 ± 0,1 a pH po zkoušce nesmí být větší než 4,0. Zkušební roztok B je tvořen sulfanem a syntetickou mořskou vodu. Počáteční pH se musí pohybovat v rozmezí 8,1 – 8,3, konečné pak musí být 4,8 – 5,4. Pokud hodnoty pH nejsou dodrženy, jsou výsledky zkoušení neplatné. Roztok je nejprve probubláván dusíkem a následně sulfanem na koncentraci min. 2,3 ppm. Doba expozice je standardně 96 h, ale v některých případech může být, na základě požadavků odběratele, prodloužena až na 720 h. 125


Po expozici ve zkušebním roztoku se z každého zkušebního tělesa připraví tři metalografické výbrusy orientované kolmo na délku 100 mm. Způsob odběru vzorků pro přípravu třech výbrusů je schematicky znázorněn na obr. 6.6.

Obr. 6.6 Způsob odběru vzorků pro přípravu metalografických výbrusů

Na metalografických výbrusech se pak při zvětšení 100 x měří parametry trhlin – délka (a), tloušťka (b) (viz obr. 6.7). Trhliny vzdálené od povrchů vzorku méně než 1 mm se do hodnocení nezapočítávají. Z naměřených hodnot se pak stanovují následující parametry: podíl délky trhlin (Crack Length Ratio - CLR), podíl tloušťky trhlin (Crack Thickness Ratio - CTR), podíl citlivosti trhlin (Crack Sensitivity Ratio - CSR) podle následujících vztahů:

126


Obr. 6.7 Postup měření délek a tlouštěk trhlin na metalografickém výbrusu.

kde

CLR 

a 100 W

[%]

(6.1)

CTR 

b 100 T

[%]

(6.2)

CSR 

  a . b 100 W. T

[%]

(6.3)

a

je

délka trhlin [mm],

b

je

tloušťka trhlin [mm],

W

je

šířka vzorku [mm],

T

je

tloušťka vzorku [mm].

Výše uvedené parametry trhlin se stanovují pro každý metalografický výbrus a rovněž jako průměry tří hodnot výchozího zkušebního tělesa. Výsledky zkoušení se vztahují na 3 zkušební tělesa, tj. celkem devět metalografických výbrusů. Předpis NACE TM 0284 se nevěnuje kritériím, podle kterých lze materiály hodnotit jako vyhovující či nevyhovující. To je vždy předmětem jednání mezi dodavatelem a odběratelem. Hutní podniky zpravidla nabízí odběratelům výrobky (ocelové plechy) s garantovanými maximálními hodnotami parametrů trhlin v příslušných zkušebních roztocích. Tyto ocelové plechy pak ještě bývají rozděleny do několika jakostních tříd (viz 127


Tab. 6.1). V zásadě je možno konstatovat, že se připouští hodnota CLR 5-15 % (roztok A) a CLR cca 0 % (roztok B).

Tab 6.1 Garantované hodnoty parametrů trhlin vybraných plechů z uhlíkových ocelí (roztok A) Výrobce oceli

Označení výrobku (ocelového plechu) DICREST 5

CLR [%] ≤5

CTR [%] ≤ 1,5

CSR [%] ≤ 0,5

Dillinger Hütte

DICREST 10

≤ 10

≤3

≤1

DICREST 15

≤ 15

≤5

≤2

DICREST 15*

≤ 0,5

≤ 0,1

≤ 0,05

MASTERHIC 5

≤5

≤ 1,5

≤ 0,5

MASTERHIC 10

≤ 10

≤3

≤1

MASTERHIC 15

≤ 15

≤5

≤2

ArcelorMittal

CarElso ®HIC

≤5

≤ 1,5

≤ 0,5

GROUP

Premium

GROUP

Masteel UK, Ltd

*Platí při testování ve zkušebním roztoku B Kromě standardních HIC testů dle NACE TM 0284 se v praxi občas využívá i modifikovaných jednostranných testů, u kterých je v kontaktu s korozním roztokem pouze jedna strana zkušebního tělesa a vnějším povrchem může vodík z materiálu oddifundovávat. V takovémto případě se mění jednak obsah vodíku ve vodíkových pastech, jednak dochází ke změně obsahu vodíku v mezi-uzlových polohách krystalové mřížky. Jednostranné testy (viz obr. 6.8) mají své opodstatnění, protože v praxi je v kontaktu s agresivním médiem pouze vnitřní stěna potrubí, resp. tlakové nádoby.

128


Obr. 6.8 Schematické znázornění jednostranného HIC testu

Z praktického hlediska je třeba upozornit na skutečnost, že jakkoli se zdá metodika hodnocení HIC trhlin jako velice jednoduchá, získat správné výsledky je často velký problém. V řadě případů vyvolá expozice ve zkušebním roztoku vznik velice tenkých trhlin, které nejsou na metalografických výbrusech identifikovatelné ve vyleštěném stavu ani po běžném naleptání. Pro zviditelnění těchto trhlin je nutné vzorky opakovaně leštit a leptat, přičemž závěrečné leptání musí být velmi slabé, aby trhliny nesplynuly s okolní mikrostrukturou. Tyto trhliny jsou samozřejmě z hlediska integrity zařízení stejně nebezpečné jako trhliny široce rozevřené. Novým požadavkem zákazníků pro vysokopevné plechy pro kyselá prostředí je parametr CAR (Crack Area Ratio) – poměrná plocha trhlin, definovaný jako poměr plochy trhlin v hodnoceném vzorku. Tento parametr není zahrnut v normě NACE TM 0284, neboť ho není možno stanovit metalograficky. Jeho hodnocení se provádí pomocí ultrazvukového zkušebního zařízení v imerzní vaně s X-Y manipulátorem. V České republice je možno tento parametr měřit pouze v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. na zkušebním zařízení Ultrasonic Testing Machine UPR4 SCRI od fy Krautkrämer (viz obr. 6.9). Kromě parametru CAR umožňuje toto zařízení stanovit rovněž parametry CLR, CTR a CSR a tedy provést kompletní hodnocení odolnosti materiálu vůči HIC. Hodnocení vzorků se provádí v pomocí 4-osého skeneru na němž je upevněna sonda, která provádí vlastní skenování (kontrolu) pulzní odrazovou metodou při laboratorní teplotě. Skenuje se vždy 80 % objemu zkušebního tělesa, tj. bez povrchových vrstev.

Všechny parametry zkoušení (poloha sondy, rozměry zkušebního tělesa, ultrazvukové a skenovací parametry) jsou ukládány a opakovatelnost zkoušky je tedy 100 %. Zařízení 129


rovněž umožňuje časově úspornou kontrolu zkoušením několika zkušebních těles najednou, ale se samostatným vyhodnocením požadovaných parametrů pro každé zkušební těleso.

Obr. 6.9 Celkový pohled na UZ zařízení fy Krautkrämer Výsledek každé zkoušky je uveden v protokolu, ve kterém jsou uvedeny všechny vyhodnocené parametry (viz obr. 6.10). Velkou výhodou této metody je rychlost, se kterou je hodnocení odolnosti vůči HIC stanoveno. Zatímco vyhodnocení vzorku na zařízení Ultrasonic Testing Machine UPR4 SCRI trvá přibližně 10 min., metalografické vyhodnocení třech výbrusů trvá cca 15 hodin.

130


Detekce trhlin

Zkušební těleso

Obr. 6.10 Protokol o výsledku zkoušky na UZ zařízení fy Krautkrämer

7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu Hodnocení odolnosti ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu se provádí dle normy NACE Standard TM 0177-2005 Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H 2S Environments. Dle této normy se hodnotí odolnost kovů, především ocelí, vůči sulfidickému praskání pod napětím (pokojová teplota, atmosférický tlak) a vůči koroznímu praskání pod napětím (zvýšené teploty a tlaky). Hodnocení odolnosti ocelí vůči sulfidickému praskání pod napětím spočívá v zatěžování zkušebního tělesa ve zkušebním roztoku nasyceném sulfanem při laboratorní teplotě statickým zatížením pod mezí kluzu. Stanovuje se prahové napětí, které nevede po určité době trvání zkoušky (standardně 720 hodin) k porušení tělesa nebo k iniciaci defektů na povrchu

131


vzorků viditelných při desetinásobném zvětšení. Příklad podélných trhlin na měrné části zkušební tyče po zkoušce SSC je uveden na obr. 6.11.

Obr. 6.11 Podélné trhliny na měrné části tyče po zkoušce SSC – ocel X70 Zkušební roztoky jsou v zásadě stejné jako v normě NACE TM 0284, ale je možná i úprava zkušebního roztoku tak, aby byla získána specifická hodnota pH. Norma NACE opět neurčuje žádné kritérium, které by umožnilo rozhodnout, zda je materiál vůči SSC odolný či ne. Většina hodnocení však vychází z toho, že materiál musí vydržet zatížení, které je rovno alespoň 0,8 násobku meze kluzu. Norma popisuje čtyři zkušební metody: o

Metoda A – Tahová zkouška ( NACE Standard Tensile Test)

o

Metoda B – Zkouška ohybem ( NACE Standard Bent-Beam Test)

o

Metoda C – Zkouška pomocí “C” kroužků (NACE Standard C-Ring Test)

o

Metoda D – Zkouška pro stanovení odolnosti vůči růstu trhlin (NACE Standard DoubleCantilever Beam Test)

7.3.2.1 Metoda A – NACE Standard Tensile test Tato metoda je nejpoužívanější způsob hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC. V průběhu zkoušky může být zkušební těleso zatíženo konstantním zatížením (Constant Load Dead Weight Device). V tomto případě mluvíme o měkkém způsobu namáhání. Zatížení zkušebního tělesa může být vyvozeno rovněž ve speciálních přípravcích na základě zatížení 132


tělesa na konstantní úroveň deformace odpovídající požadované úrovni zatížení (tvrdý způsob namáhání). Na obr. 6.12 jsou uvedena zkušební zařízení typu „Dead Weight“ používaná ve společnosti Arcelor Mittal Ostrava k hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC.

Obr. 6.12 Dead Weight Device ve společnosti Arcelor Mittal Ostrava Nejpoužívanější typ zkušebního tělesa je uveden na obr. 6.13

Obr. 6.13 Rozměry zkušebního tělesa používaného pro hodnocení vůči SSC

133


Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky ve zkušebním zařízení typu „Dead Weight“ je uvedeno na obr. 6. 14.

Obr. 6. 14 Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky SSC Na obr. 6. 15 je uveden zkušební přípravek, který umožňuje vyvodit zátěžnou sílu šroubem podloženým talířovými pružinami.

Obr. 6. 15 Zatížení zkušebního tělesa v přípravku s talířovými pružinami

134


Zkušební těleso je od vzorku odizolováno teflonovou vložkou, která je umístěna na opačné straně přípravku, než jsou pružiny. Zkušební těleso je zatěžováno v přípravku pomocí snímače podélné deformace a je následně exponováno ve zkušebním roztoku. Pro hodnocení odolnosti vůči SSC mohou být rovněž použita válcová zkušební tělesa o průměru měrné části 3 mm zatěžovaná ve zkušebních rámech dle ASTM G49-85 (viz obr. 6.16).

Obr .6.16 Rozměry zatěžovacího rámu dle ASTM G 49-85 používaného pro zatěžování hladkých válcových těles o průměru měrné části 3 mm Zatěžování zkušebních těles ve zkušebním rámu je vyvoláno pohybem sloupků ve speciálně vyrobeném přípravku. Na zkušební těleso je při zatěžování připevněn snímač podélné deformace s bází 10 mm, který umožní zatížení zkušebního tělesa na předem zvolenou hodnotu celkové deformace (viz obr. 6.16). Ze závislosti -, stanovené tahovou zkouškou na stejných zkušebních tělesech při zvolené teplotě zkoušení, je možno odečíst napětí, na které je zkušební těleso předtaženo. Takto připravená zkušební tělesa se následně vloží do zkušebního roztoku a vystaví požadované době expozice (viz obr. 6.17).

135


Obr. 6. 16 Postup zatěžování zkušebních těles do zkušebního rámu

Obr. 6. 17 Expozice zkušebních těles zatížených ve zkušebních rámech dle ASTM G 49-85

136



Degradační mechanismy v prostředí obsahujícím sulfan.



Vodíkem indukované praskání.



Sulfidické praskání pod napětím.



Napěťově orientované vodíkem indukované praskání.



NACE TM 0284.



Parametr CLR, CTR, CSR, CAR.



NACE TM 0177 – 2005.



Rybí oka.



Metoda A – NACE Standard Tensile Test.

Otázky k probranému učivu 1. Jaké degradační mechanismy se uplatňují v prostředí sulfanu? 2. Co rozumíme pod pojmem HIC? 3. Co rozumíme pod pojmem SSC? 4. Jaké normy jsou používány pro hodnocení ocelí vůči HIC a SSC? 5. Podle jakého kritéria jsou z plechů odebírány zkušební tělesa pro hodnocení HIC? 6. Jaké parametry jsou hodnoceny při zkouškách HIC? 7. Jaké znáte zkušební metody pro hodnocení odolnosti vůči SSC? 8. Co jsou to rybí oka?

137


Použitá literatura

[1]

http://www.corrosionclinic.com/different_types_of_corrosion.htm [cit. 2012-07-10].

[2]

Research Report on Characterization and Monitoring of Cracking in Wet H2S Service, API Publication, Washington, D. C., 1994.

[3]

/ANSI/NACE MR 0175/ ISO 15156. Petroleum and Natural Gas Industries - Materials for Use in H2S Containing Environments in Oil and Gas Production – Parts 1, 2 and 3, Second edition 2009-10-15.

[4]

NACE Standard TM 0284-2011. Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to Hydrogen Induced Cracking. NACE Int., Houston, Texas, USA, 2011, 24 s. ISBN 1575901633.

[5]

ČSN EN 10229. Hodnocení odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných vodíkem (HIC). Praha: Český normalizační institut, 2000.

[6]

NACE Standard TM 0177-2005. Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S Environments. NACE Int., Houston, Texas, USA, 2005.

[9] CARNEIRO, A., R., RATNAPULI, C., R., LINS, C., F., V. The Influence of Chemical Composition and Fracture of API Linepipe Steels on Hydrogen Induced Cracking and Sulfide Stress Cracking, Mat. Sci. Eng. A 357, 2003, s. 104 – 110. [10] Dillinger

Hütte

GTS.

Products

[online].

[cit.

2012-04-08].

Dostupné

z:

http://www.dillinger.de/dh/produkte/sparte/index.shtml.en [11] KITTEL, J. et al. Hydrogen Induced Cracking (HIC) Assessment of Low Alloy Steel Linepipe

for

Sour

Service

Application

–

Laboratory

Testing.

In: Eurocorr 2007. Freiburg, Německo. 2007. CD-ROM. [12] SOJKA, J. Odolnost ocelí vůči vodíkové křehkosti. Vyd. 1. Ostrava: Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, Katedra

materiálového

inženýrství,

ISBN 978-80-248-1648-7. 138

2007,

108

s.


[13] ASTM G49 - 85. Standard Practice for Preparation and Use of Direct Tension StressCorrosion

Test

Specimens.

ASTM

Int.,

West

Conshohocken,

PA,

USA, 2011. [14] ASTM G39 - 99. Standard Practice for Preparation and Use of Bent-Beam Stress-Corrosion

Test

Specimens.

ASTM

USA, 2011.

139

Int.,

West

Conshohocken,

PA,


8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí penetračních testů. Čas ke studiu: 2,5 hod.


Definovat pojem aktuální a výchozí mechanické vlastnosti.



Popsat princip penetračního testu.



Popsat typy penetračních testů.



Popsat oblasti závislosti síla-posunutí snímané v průběhu „Bulge“ testu.



Popsat veličiny snímané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů z výsledků penetračních testů.



Popsat metody pro stanovení meze kluzu a meze pevnosti z výsledků penetračních testů.



Popsat stanovení tranzitního chování z výsledků penetračních testů.



Popsat metody stanovení lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů.

Výklad

8.1 Úvod Kvalifikované

posuzování

integrity

a/nebo

zbytkové

životnosti

dlouhodobě

provozovaných zařízení, či snaha o racionální prodlužování jejich projektované životnosti, které přináší vysoké finanční úspory, vyžaduje znalost aktuální úrovně celé řady mechanických charakteristik použitých materiálů. Jejich znalost je nezbytná rovněž pro:  optimalizaci provozních režimů,  optimalizaci intervalů provozních prohlídek,  optimalizaci dlouhodobého plánu oprav. 140


Použití standardizovaných postupů pro stanovení potřebných aktuálních mechanických charakteristik provozovaných zařízení však může, kromě nezbytných odstávek a omezení provozu, způsobit jejich značné poškození jak při odběru zkušebního materiálu, tak při následných opravách prováděných nejčastěji svařováním. Ještě složitější je situace při hodnocení mechanických vlastností pomocí standardizovaných postupů v lokalizovaných oblastech, jako jsou povlaky, povrchové vrstvy vytvořené chemicko-tepelným zpracováním, návary či svarové spoje (včetně vlastností TOO). Hodnocení mechanických vlastností povlaků a povrchových vrstev vytvořených chemickotepelným zpracováním je zde omezeno převážně na měření tvrdosti. Hodnocení mechanických vlastností jednotlivých oblastí TOO svarových spojů může být prováděno nepřímými metodami založenými na laboratorních simulacích těchto lokalizovaných oblastí. Pro posouzení stupně degradace materiálových vlastností vlivem dlouhodobého provozu je však, vedle aktuálních mechanických vlastností, nezbytná znalost i výchozího (nulového stavu) materiálu. Ve většině případů však výchozí vlastnosti materiálů posuzovaných součástí známy nejsou a aktuální mechanické vlastnosti jsou porovnávány s vlastnostmi uvedenými v materiálových normách nebo v atestech výchozích polotovarů. V důsledku technologických operací v průběhu výroby však mohou být mechanické vlastnosti materiálů na počátku provozu zařízení či konstrukce významně odlišné od mechanických vlastností výchozích polotovarů. Tradiční metody získávání zkušebního materiálu pro kontrolu technologických operací při výrobě součásti jsou založeny na přídavcích, nebo referenčních vzorcích materiálu, které prodělávají s vyráběnou součástí celý technologický cyklus. Pro stanovení aktuálních vlastností materiálů dlouhodobě provozovaných zařízení resp. stanovení výchozích vlastností materiálů konstrukcí a zařízení uváděných do provozu, které zohledňují všechny technologické operace při jejich výrobě, je proto nezbytné minimalizovat množství potřebného zkušebního materiálu, odebraného nejlépe z kritických míst součásti, pokud možno bez porušení její integrity a tedy nutnosti následných oprav při zachování jeho reprezentativnosti. Tento požadavek vedl: 1)

k vývoji technologických postupů a zařízení, která umožňují odběr zkušebního materiálu z vnějšího a/nebo vnitřního povrchu posuzované součásti při zachování její integrity bez nutnosti následných oprav,

2)

k vývoji, a zavedení metody využívající pro stanovení pevnostních, křehkolomových a

141


creepových charakteristik materiálů penetračních testů prováděných na zkušebních tělesech tvaru disku o průměru do 8 mm a/nebo zkušebních těles tvaru čtverce o straně do 10 mm a tloušťce až 0,5 mm. Díky vysoké přesnosti současných trhacích strojů, řízení zkušebního procesu počítači a výstupu ve formě digitálního záznamu na jedné straně a znalostem vlivu konstrukčních faktorů a zkušebních podmínek na druhé straně, zajišťují současné penetrační testy vysokou úroveň přesnosti a reprodukovatelnosti výsledků srovnatelnou s běžnými zkouškami mechanických vlastností prováděnými na standardizovaných zkušebních tělesech.

8.2 Princip penetračního testu Princip penetračního testu spočívá v průniku (penetraci) tvarovaného razníku přes ploché zkušební těleso tvaru disku nebo čtverce o tloušťce 0,2 ÷ 0,6 mm do jeho porušení. Schematické uspořádání penetračního testu je znázorněno na obr. 8.1.

Obr. 8.1 1 - zkušební těleso tvaru disku, 2 - razník, 3 - spodní opěrná matrice, 4 - horní přítlačná matrice, 5 - snímač posunutí V průběhu testu je snímána závislost zatížení – posunutí razníku (u1), nebo zatížení – průhyb vzorku (u2) v ose zatěžování. Podle tvaru penetrující části razníku a způsobu uchycení zkušebního tělesa rozdělujeme penetrační testy na kuličkový penetrační test (ball punch test), střihový penetrační test (shear punch test) a ohybový penetrační test (disc bend test). Při kuličkovém penetračním testu je 142


protlačována ocelová nebo keramická kulička, nebo razník s hemisférickou plochou. Podle způsobu upnutí vzorku dělíme kuličkové testy na „Bulge Punch Test“ a Punch Drawing Test“. Je-li zkušební těleso sevřeno mezi spodní opěrnou matricí a horní přítlačnou matricí, jedná se o tzv. „Bulge Punch Test“. Je-li zkušební těleso volně položeno na spodní opěrné matrici, jedná se o tzv. „Punch Drawing Test“.

Obr. 8.2 Tvar razníku používaný pro kuličkový a střihový test Při střihovém testu se používá ostrohranný kulatý razník (viz obr. 8.2). Zkušební těleso je při tomto testu sevřeno mezi spodní opěrnou matrici a horní přítlačnou matrici. Při ohybovém penetračním testu je razník tvaru kužele protlačován vzorkem, který je volně položen na opěrné matrici.

8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test) V průběhu tohoto testu je zkušební těleso, sevřené mezi spodní opěrnou matricí a horní přítlačnou matricí, protlačováno razníkem s hemisférickou plochou a/nebo ocelovou či keramickou kuličkou do porušení. CEN Workshop Agreement doporučuje u tohoto typu testu používat zkušebního tělesa tvaru disku o průměru 8 mm a tloušťce 0,5 mm přesto, že je přípustné používat rovněž čtvercová tělesa. Tloušťka zkušebního tělesa by měla být v rozmezí 0,2 ÷ 0,6 mm. Na obr. 8.3 je uveden příklad přípravku pro provádění kuličkového „Bulge“ testu při laboratorní teplotě. Po umístění vzorku do spodní opěrné matrice je tato vložena do pouzdra a zkušební vzorek je přes vodící pouzdro sevřen přítlačnou maticí. Poté je přes otvor v přítlačné matici vložen do vodícího pouzdra razník a přípravek je vložen do rámu zkušebního stroje (viz obr. 8.4) a zatěžován v režimu konstantní rychlosti pohybu razníku rychlostí v rozmezí 0,2 ÷ 2 mm/min. 143


Obr. 8.3 Zkušební přípravek pro kuličkový „Bulge“ test při laboratorní teplotě

Obr. 8.4 Umístění zkušebního přípravku do rámu zkušebního stroje V průběhu zatěžování je snímána závislost síla – posunutí razníku a/nebo síla – průhyb zkušebního vzorku v ose zatěžování. Charakteristický záznam průběhu síly na posunutí razníku při kuličkovém „Bulge“ testu je uveden na obr. 8.5. Tato závislost může být obecně rozdělena do pěti oblastí (I, II, III, IV a V): 144


Oblast I Tato oblast je charakteristická mikro-plastickou deformací zkušebního tělesa pod razníkem v důsledku vysokého počátečního kontaktního napětí. Převládající deformace vzorku v oblasti vzdálené od tohoto kontaktu je však elastická a odtížení zkušebního tělesa z jakéhokoliv bodu v této oblasti nevyvolá žádnou makroskopickou trvalou deformaci.

Obr. 8.5 Typická závislost síla-posunutí razníku kuličkového testu při laboratorní teplotě Oblast II Tato oblast je charakteristická odklonem od linearity spojeným s šířením zplastizované oblasti přes tloušťku zkušebního tělesa a následně v radiálním směru. V souvislosti s tím dochází k poklesu rychlosti zatěžování, který je vysvětlován tzv. membránovým efektem při průběžné změně úhlu styku penetrující kuličky s deformovaným vzorkem. Tato oblast je označována jako plastický ohyb. Oblast III Na počátku této etapy, určené inflexním bodem závislosti síla-posunutí razníku, dochází k přechodu od plastického ohybu k membránovému protahování. Tato oblast je závislá na charakteristikách zpevnění materiálu.

145


Oblast IV V této etapě se v oblasti kontaktu razník-zkušební těleso vytváří se vzrůstající silou hrdlo, což má za následek snížení sklonu závislosti síla-posunutí razníku.

Oblast V Na počátku této etapy dochází k iniciaci trhliny. V průběhu strmého poklesu síly vede dvojosý stav napjatosti k růstu trhliny po obvodu zkušebního tělesa (viz obr. 8.6) a/nebo na vrcholu „kloboučku“.

Obr. 8.6 Typické porušení zkušebního tělesa tvaru disku při kuličkovém „bulge“ testu při laboratorní teplotě (ocel S355J2G3) Z výše uvedené závislosti a tvaru porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány následující veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů: Fe

[N]

síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku,

Fm

[N]

maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu,

um

[mm]

posunutí razníku odpovídající Fm,

uf

[mm]

posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které smluvně odpovídá 20% poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (Ff = 0,8 . Fm),

ESP

[J]

lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do okamžiku porušení tělesa. 146


εf

[1]

εf = ln(h0/hf) – efektivní lomová deformace, (h0 je počáteční tloušťka vzorku, hf je minimální tloušťka porušeného vzorku).

Na obr. 8.7 jsou uvedeny závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro materiál 15128 tepelně zpracovaný na tři významně odlišné úrovně pevnostních vlastností. 2500 výsledky zkoušek na standardizovaných zkušebích tělesech 1. 2. 3.

2000

Re= 270MPa Re = 615 MPa Re = 1112 MPa

Rm = 478 MPa Rm = 741 MPa Rm = 1178 MPa

3

síla [N]

1500 2

1000 1

500

0 0

0,5

1 1,5 posunutí razníku [m m ]

2

2,5

Obr.8.7 Závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro tři pevnostní úrovně oceli 15128 Z obr. 8.7 je zřejmé, že s rostoucí mezí kluzu a mezí pevnosti materiálu roste síla Fe charakterizující přechod ze stádia I do stádia II (viz obr. 8.5), i maximální síla Fm v průběhu penetračního testu. Je tedy zřejmé, že závislost síla-posunutí razníku stanovená v průběhu penetračního testu obsahuje informaci o elasto-plastickém chování a pevnostních charakteristikách materiálu při dvojosém stavu napjatosti. Charakter závislosti síla–posunutí razníku je dále ovlivněn poloměrem kuličky/razníku, průměrem otvoru ve spodní matrici D (viz obr. 8.1) a počáteční tloušťkou zkušebního tělesa h0. Síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku Fe není velikostí poloměru razníku r ani velikostí průměru otvoru ve spodní matrici D významně ovlivněna, ale závisí významně na tloušťce vzorku h0 (viz obr. 8.8).

147

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava 600 ho = 0,4 mm ho = 0,5 mm ho = 0,6 mm

Fe - penetrační test [N]

500

400

300

200

100

0 300

350

400

450

500

550

600

650

700

Re - standardizovaná tahová zkouška [MPa]

Obr. 8.8 Vliv tloušťky zkušebního disku na úroveň síly Fe při penetračním „Bulge“ testu oceli 15128 při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm) Maximální zatížení v průběhu penetračního testu vzrůstá se vzrůstající pevností materiálu, se vzrůstajícím poloměrem razníku r a s tloušťkou zkušebního disku h0 (viz obr. 8.9). 2500

Fm - penetrační test [N]

ho = 0,4 mm 2000

ho = 0,5 mm ho = 0,6 mm

1500

1000

500

0 450

500

550

600

650

700

750

R m - standardizovaná tahová zkouška [MPa]

Obr. 8.9 Vliv tloušťky zkušebního disku a meze pevnosti oceli 15128 na úroveň síly Fm při penetračním „Bulge“ testu při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm).

8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials Praktickému využívání této metody bránila neexistence standardizovaného postupu. V záři 2004 zorganizoval CEN (Evropský výbor pro normalizaci) CEN Workshop Agreement 21 „Small Punch Test Methods for Metallic Materials”. V prosinci 2007 vydal CEN CWA 148


15 627 „Small Punch Test Method for Metallic Materials“. CEN Workshop Agreement je technická dohoda v rámci CEN a vlastněná CEN jako publikace, která odráží konsenzus konkrétních expertů a organizací odpovědných za její obsah (účast 32 organizací ze 13 zemí). CWA proto reprezentuje nižší úroveň konsenzu, než jakou představuje evropská norma. CWA 15627 je rozdělen do dvou samostatných částí: 

Part A: A Code of Practice for Small Punch Creep Testing. V této části je uveden postup pro provádění časově závislých penetračních testů při

zvýšených teplotách, při kterých dochází k uplatnění creepu. Tato část dále obsahuje ANNEX A1: „Relationship to uniaxial creep test properties“, ve které jsou uvedeny rovnice, navržené různými autory, popisující závislost mezi jednoosým tahovým napětím při standardizované creepové zkoušce a silou zatěžující vzorek při creepovém penetračním testu pro stejný čas do porušení. 

Part B: A Code of Practice for Small Punch Testing for Tensile and Fracture Behaviour. V této části je uveden postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů při

laboratorní, zvýšené (do 400oC) a nízké teplotě a stanovení charakteristik získaných ze závislosti síla-posunutí razníku a z porušeného zkušebního tělesa. Tato část dále obsahuje ANNEX B1: „Derivation of tensile and fracture material properties“, ve které jsou uvedeny postupy pro stanovení meze kluzu, meze pevnosti, tažnosti a křehkolomových vlastností (FATT, JIC, KIC při laboratorní teplotě) z výsledků penetračních testů.

8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů Tento postup poskytuje návod na provádění časově nezávislých penetračních testů při laboratorní, zvýšené (do 400 °C) a/nebo snížené teplotě. Jejich cílem je stanovení charakteristik následně použitých pro odhad pevnostních a křehkolomových charakteristik materiálů (Re, Rp, 0,2, Rm, A, FATT a JIC resp. KIC). Byl navrhován především pro hodnocení mechanických vlastností kovových materiálů, může však být použit i pro hodnocení jiných typů materiálů. Zahrnuje požadavky na: 1. zkušební zařízení, zatěžovací systém a měření průhybu vzorku, 2. přípravu zkušebního vzorku (doporučován je zkušební vzorek tvaru disku o průměru 8 mm a tloušťce 0,5 mm), 3. sběr dat, 4. rychlost zatěžování. Rychlost posunutí razníku by měla být v rozmezí 0,2 ÷ 2 mm/min.

149


V průběhu penetračního testu je snímána závislost síla-posunutí razníku resp. sílaprůhyb vzorku do porušení (viz obr. 8.10).

Obr. 8.10 Závislost síla-posunutí razníku snímaná v průběhu penetračního testu Z výše uvedené závislosti a porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány následující veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů: Fe

[N]

síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku,

Fm

[N]

maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu,

Um

[mm]

posunutí razníku odpovídající Fm,

uf

[mm]

posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které odpovídá smluvnímu 20 % poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (Ff = 0,8.Fm),

ESP

[J]

lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do okamžiku porušení tělesa,

εf

[1]

εf = ln(h0/hf) – efektivní lomová deformace, (h0 je počáteční tloušťka vzorku, hf je minimální tloušťka porušeného vzorku).

Na

obr.

8.11

je

uveden

postup

pro

stanovení

síly

Fe

ze

závislosti

síla-posunutí razníku. Pro stanovení lomové deformace εf je třeba změřit minimální tloušťku porušeného vzorku. Postup při stanovení minimální tloušťky vzorku je schematicky

150


znázorněn na obr. 8.12. Pro zajištění dostatečné přesnosti je hodnota hf měřena pomocí rastrovacího elektronového mikroskopu (viz obr. 8.13).

Obr. 8.11 Postup při stanovení síly Fe ze záznamu síla-posunutí razníku

Obr. 8.12 Postup při stanovení minimální tloušťky porušeného vzorku hf

151


Obr. 8.13 Postup měření minimální tloušťky porušeného penetračního disku

Závislost síla-posunutí razníku je významně ovlivněna teplotou (viz obr. 8.14). Z tohoto důvodu musí být penetrační test proveden při konstantní teplotě. Pro ohřev nebo ochlazování vzorku při penetračních testech za zvýšených nebo nízkých teplot může být použito jakékoliv metody, která spolehlivě zajistí výše uvedený požadavek a umožní měření teploty vzorku s dostatečnou přesností. 2500

-175°C 2000

-100°C

Síla [N]

1500

-60°C -40°C 1000

20°C

500

0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

Posunutí razníku [mm]

Obr. 8.14 Vliv teploty na tvar závislosti síla-posunutí razníku

Na obr. 8.15 je uvedeno zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot (do 400°C) a jeho umístění do rámu elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10.

152


Obr. 8.15 Zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot (do 400 °C)

Schéma

zařízení

používaného

pro

zkoušky

za

záporných

teplot

do

cca

-193 °C je uvedeno na obr. 8.16. Na obr. 8.17 je pak uvedeno jeho umístění do rámu elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10.

153


Obr. 8.16 Schéma zařízení pro penetrační testy za nízkých teplot

Nosný rám zkušebního stroje Příčník zkušebního stroje Měřící termočlánek Vychlazovací nádoba Snímač síly

Obr. 8.17 Zkušební zařízení pro penetrační testy za snížených teplot

154


8.6 Stanovení mechanických charakteristik z výsledků penetračních testů Výsledkem penetračního testu je závislost síla-posunutí razníku. Všechny veličiny získané z této závislosti (Fe, Fm, um, uf, ESP) jsou více či méně závislé na poloměru razníku r, průměru spodní opěrné matrice D a počáteční tloušťce zkušebního vzorku h0. Metody, použité pro stanovení pevnostních a křehkolomových charakteristik z výsledků těchto zkoušek proto musí tuto skutečnost respektovat.

8.6.1 Stanovení meze kluzu Re (Rp,0,2) a meze pevnosti Rm oceli z výsledků penetračních testů Existují dva významně odlišné přístupy ke stanovení meze kluzu a meze pevnosti materiálu ze závislosti síla-posunutí razníku: 1.

Stanovení meze kluzu a meze pevnosti materiálu z empiricky stanovených korelací mezi výsledky standardizovaných zkoušek tahem a parametry penetračních testů.

2.

Metody využívající matematického modelování pomocí metody konečných prvků a neuronových sítí.

Na obr. 8.18 a obr. 8.19 jsou uvedeny korelační závislosti pro mez kluzu a mez pevnosti, stanovené ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., pro ocel 15 128. 1200

Mez kluzu [MPa]

1000 800 600 2

Re = A.Pe/(h ) + B R = 0,96

400 200 0 0

500

1000 Fe /(h02)

1500

2000

2500

[MPa]

Obr. 8. 18 Korelační závislost mezi mezí kluzu a velikostí síly Fe stanovená pro ocel 15 128

155

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava 1400

Mez pevnosti [MPa]

1200 1000 800 600 Rm = A.(Pm/(dm.h)) - B R = 0,96

400 200 0 1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

Fm /(um .h0) [MPa]

Obr. 8.19 Korelační závislost mezi mezí pevnosti a parametry penetračního testu stanovená pro ocel 15 128

Vzhledem k tomu, že veličiny Fe, Fm i um jsou významně ovlivněny jak zařízením používaným pro penetrační testy, tak tloušťkou penetračního vzorku, nejsou publikované korelační závislosti obecně použitelné a musí být stanoveny pro dané zkušební zařízení a používaný tvar zkušebního vzorku.

8.6.2 Stanovení tranzitního chování oceli z výsledků penetračních testů Na základě výsledků zkoušek rázem v ohybu a výsledků penetračních testů v teplotním intervalu -196 °C ÷ +60 °C bylo jednoznačně prokázáno, že u ocelí, u kterých teplotní závislost vrubové houževnatosti, stanovovaná na zkušebních tělesech Charpy s V vrubem, vykazuje tranzitní chování, lze pozorovat tranzitní chování rovněž u teplotní závislosti lomové energie penetračního testu (viz obr. 8.20). Této skutečnosti se využívá pro stanovení tranzitní teploty DBTT (Ductile Brittle Transition Temperature) přechodu křehký-tvárný lom z výsledků penetračních testů. Tranzitní teplota může být určena buď teplotou FATT (Fracture Appearance Transition Temperature), resp. T41J, tedy teplotou odpovídající nárazové práci 41J. Na obr. 8. 21 jsou uvedeny teplotní závislosti lomové energie stanovené penetračními testy u materiálu turbinové skříně (422740.6) a turbinového rotoru z CrMoV oceli. Lomová energie s klesající teplotou postupně vzrůstá, až dosáhne maximální hodnoty, a při dalším snižování teploty začne výrazně klesat. Tranzitní teplota TSP je definována jako teplota odpovídající polovině součtu nejvyšší a nejnižší lomové energie v tranzitní oblasti stanovené z experimentálně naměřených dat metodou nejmenších čtverců. 156

Předmět – Speciální zkušební metody Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava 15 128 podélný směr 100

2200

90

Lomová energie [N*mm]

2000

80

1800

malé vzorky

1600

standardizovaná tělesa

70

1400

60

1200

50

1000

40

800

T¨ SP

30

600

FATT

podíl houževnatého lomu [%]

2400

20

400

10

200 0 0

50

100

150

200

250

300

350

0 450

400

Teplota [K]

Obr. 8. 20 Porovnání teplotní závislosti lomové energie při kuličkovém „Bulge“ testu a teplotní závislosti podílu houževnatého lomu.

2500

E [N*mm]

2000

1500

1000

materiál 422740.6 Cr-Mo-V ocel 500

TSP 0 0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

Teplota [K]

Obr. 8.21 Teplotní závislosti lomové energie penetračního testu pro turbinovou skříň a turbínový rotor z CrMoV oceli. V řadě prací pak byla prokázána existence jednoduchého vztahu mezi tranzitní teplotou TSP (Small Punch Ductile Brittle Transition Temperature), stanovenou na základě výsledků penetračních testů, a FATT, stanovenou na základě rázových zkoušek v ohybu na zkušebních tělesech Charpy s V vrubem, ve tvaru: FATT = α . TSP

(8.1)

157


FATT = α . TSP + β

resp.

(8.2)

Na obr. 8.22 je uvedena korelační závislost mezi FATT a TSP stanovená ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., pro uhlíkové a nízkolegované oceli. 350

FATT [K]

300

250

200

FATT = 2,3661.TSP - 10,639 R= 0,92

150

80

90

100

110

120

130

140

TSP [K]

Obr.8.22 Korelační závislost mezi FATT a TSP stanovená pro uhlíkové a nízkolegované oceli. TSP stanovena kuličkovým penetračním „Bulge“ testem

8.6.3 Odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů Existují tři přístupy pro odhad lomové houževnatosti (KIC a JIC) materiálu z výsledků penetračních testů. Dva z nich jsou založeny na empirických korelacích, třetí, navržený EPRI, je založen na analýze výsledků penetračního testu a stanovení hustoty deformační energie odpovídající iniciaci trhliny při penetračním testu.

8.6.3.1 Dvoustupňová metoda stanovení KIC Odhad lomové houževnatosti je v tomto případě proveden na základě: 1. stanovení empirické závislosti mezi tranzitní teplotou TSP stanovenou z výsledků penetračních testů v rozmezí teplot -185 °C ÷ +20 °C a FATT stanovenou z výsledků zkoušek rázem v ohybu na tělesech Charpy s V vrubem, 2. znalosti empirické závislosti mezi FATT a KIC.

8.6.3.2 Přímý odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů Pro případy, kdy je lomové chování konstrukčních ocelí popsáno parametry elastoplastické lomové mechaniky, byla odvozena závislost mezi JIC a ekvivalentní lomovou deformací εf. Hodnota JIC je korelována s lomovou deformací vzorku εf pomocí vztahu 158


JIC = K . εf - Jo

(8.3)

kde K a Jo jsou konstanty. Efektivní lomová deformace εf je vyjádřena vztahem  ho hf 

 f  ln 

   

(8.4)

Na obr. 8.23 je uvedena empirická korelace pro stanovení lomové houževnatosti vyjádřené parametrem J0,2BL pro ocel 15 128.

Obr. 8.23 Empirická korelace pro stanovení lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů stanovená pro ocel 15 128.

8.6.3.3 EPRI-FAA inovovaný přístup pro odhad lomové houževnatosti JIC Tento přístup, navržený pro EPRI společností FAA (Failure Analysis Associates, Inc.), hodnotí lomové chování na základě hustoty deformační energie potřebné pro iniciaci trhliny při penetračním testu. Postup použitý pro stanovení lomové houževnatosti materiálu z výsledku jednoho penetračního testu je následující:  záznam závislosti zatížení – posunutí razníku v průběhu penetračního testu při současném monitorování povrchu zkušebního tělesa pro identifikaci okamžiku iniciace trhliny,  stanovení závislosti σ – ε pro tahovou zkoušku ze závislosti zatížení – posunutí razníku získané v průběhu penetračního testu (viz kap. 4.1.2),  stanovení hustoty deformační energie odpovídající iniciaci trhliny při penetračním testu,

158


 stanovení lomové houževnatosti JIC z odhadu síly, při které je dosaženo kritické hustoty deformační energie na čele trhliny u standardizovaného zkušebního tělesa pro stanovení lomové houževnatosti.

159



Penetrační test.



Razník s hemisférickou plochou.



Bulge test, střihový test, ohybový test.



CEN Workshop Agreement.



Tranzitní teplota penetračního testu.



FATT.



Stádia kuličkového penetračního testu.



Lomová energie ESP.



Lomová deformace εf.

Otázky k probranému učivu 1) Co jsou to aktuální mechanické vlastnosti? 2) Jaký je princip penetračního testu? 3) Jaký je rozdíl mezi Bulge testem a střihovým testem? 4) Jaké mechanické charakteristiky jsou stanovovány penetračními testy? 5) Jaké znáte metody stanovení meze kluzu a meze pevnosti z výsledků penetračních testů? 6) Jaké znáte metody odhadu lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů? 7) Jak je definována lomová energie penetračního testu ESP? 8) Jak je definována lomová deformace εf penetračního testu ?

160


Použitá literatura

[1]

CEN WORKSHOP AGREEMENT “Small Punch Test Method for Metallic Materials” CWA 15627:2007 D/E/F, December 2007.

[2]

MATOCHA,K.: Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí penetračních testů. Monografie. Vydala VŠB- TU Ostrava & MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., 2010, obálka a tisk GEP ARTS s.r.o., ISBN 97880-248-2223-5.

[3]

Conference proceedings of the 1st International Conference SSTT „Determination of Mechanical Properties of Materials by Small Punch and other Miniature Testing Techniques, August 31 to September 2, 2010, ISSN 0018-8069, ISBN 978-80-2547994-0.

[4]

Conference proceedings of the 2nd International Conference SSTT „Determination of Mechanical properties of Materials by Small Punch and other Miniature Testing Techniques“. October 2 to 4, 2012, Ostrava, Czech Rep., ISBN 978-80-260-0079-2.

161

SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODY studijní opora

Recommend Documents