VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ Fakulta strojního inženýrství Ústav materiálových věd a inženýrství
Doc. Ing. Stanislav Věchet, CSc.
ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI LITINY S KULIČKOVÝM GRAFITEM FATIGUE PROPERTIES OF DUCTILE CAST IRON
TEZE PŘEDNÁŠKY K PROFESORSKÉMU JMENOVACÍMU ŘÍZENÍ V OBORU MATERIÁLOVÉ VĚDY A INŽENÝRSTVÍ
Brno 2009
KLÍČOVÁ SLOVA Litina s kuličkovým grafitem, tepelné zpracování, izotermicky zušlechtěná litina (ADI), struktura, statické mechanické vlastnosti, vysokocyklová únava, mez únavy, asymetrie zátěžného cyklu, Haighův a Smithův únavový diagram. KEY WORDS Ductile Cast Iron, heath treatment, ADI (Austempered Ductile Iron), structure, static mechanical properties, high cycle fatigue, fatigue limit, assymetry of loading cycle, Haigh and Smith fatigue diagrams.
Práce je uložena na FSI VUT v Brně.
Litina s kuličkovým grafitem – litý stav
© Stanislav Věchem, 2009 ISBN 978-80-214- 3825-5 ISSN 1213-418
Nital (Nomarski)
OBSAH 1 ÚVOD ........................................................................................................................................... 7 2 EXPERIMENTÁLNÍ METODIKA.............................................................................................. 9 3 VÝSLEDKY ZKOUŠEK............................................................................................................ 11 4 DISKUSE .................................................................................................................................... 13 4.1
Vliv struktury matrice na únavové vlastnosti litin s feritickou a perlitickou strukturou ... 13
4.2
Vliv teploty izotermické transformace na únavové vlastnosti ADI ................................... 13
4.3
Korelace meze únavy a meze pevnosti .............................................................................. 14
4.4
Vliv asymetrie zátěžného cyklu na únavové vlastnosti LKG i ADI .................................. 16
4.5
Vliv druhu zatěžování na únavové vlastnosti LKG i ADI ................................................. 17
4.6
Vliv doby transformace na únavové vlastnosti ADI se strukturou horního bainitu........... 18
4.7
Mikrofraktografická analýza.............................................................................................. 21
5 ZÁVĚRY..................................................................................................................................... 28 6 DODATEK.................................................................................................................................. 30 7 LITERATURA............................................................................................................................ 32 8 S U M M A R Y .......................................................................................................................... 37
3
Představení autora Doc. Ing. Stanislav Věchet, CSc. přednáší a pracuje na ústavu materiálových věd a inženýrství VUT FSI v Brně. Narodil se dne 13. 9. 1949 v Brně. Je ženatý a má dvě děti. Vzdělání: Ing., 1974 : Absolvent Strojní fakulty VUT v Brně – obor Slévárenská technologie. CSc., 1989 : Vědeckou radou udělena hodnost kandidáta technických věd v oboru Fyzikální metalurgie a mezní stavy materiálu za obhajobu disertační práce na téma „Chování tvárné litiny v podmínkách únavového zatěžování“. Doc., 1999 : Habilitován pro obor Materiálové inženýrství na FSI VUT v Brně. Téma habilitační práce „Vysokocyklové únavové vlastnosti tvárné litiny se strukturou feriticko-perlitickou a bainitickou“.
Zaměstnání: 1974 – 1980, samostatný výzkumný pracovník, Výzkumný ústav energetických zařízení Brno. 1974 – 1975, vojenská služba ve VÚ Drhovice u Tábora. 1980 – 1989, samostatný odborný pracovník, Katedra nauky o materiálu VUT FS Brno. 1989 – 1999, odborný asistent, Katedra nauky o materiálu VUT FS Brno. 1999 – 2003, docent, Katedra nauky o materiálu VUT FS Brno. 2003 – dosud, docent na odboru kovových materiálů Ústavu materiálového inženýrství FSI VUT v Brně. 2003 – dosud, vedoucí oddělení laboratoří zkoušení mechanických vlastností na ÚMVI FS VUT v Brně.
Zaměření vědeckovýzkumné činnosti Výzkum a studium vztahů mezi chemickým složením, podmínkami režimů tepelného zpracování, struktury a výslednými mechanickými, zejména statickými a únavovými vlastnostmi kovových materiálů (litiny s kuličkovým grafitem, nelegované i legované konstrukční oceli, korozivzdorné
4
austenitické oceli, abrazivzdorné ledeburitické oceli, slitiny hliníku, hořčíku a titanu, superslitiny atd.). Vědeckovýzkumná činnost V letech 1976 – 1979 vypracoval databanku materiálů používaných v teploenergetice, která se stala později základem pro databanku určenou pro program SKALA (autor Ing. Bořivoj Pospíšil, CSc.). Spoluřešitel státních výzkumných úkolů. Řešitel (navrhovatel nebo spolunavrhovatel) čtyř grantových projektů GA ČR, které byly úspěšně obhájeny. Spoluřešitel dalších pěti grantových projektů GA ČR. Člen oponentní rady pro oponenturu projektu GA ČR. Oponent oponentních rad grantových projektů GA ČR (4 projekty) a projektu AV ČR. Posuzovatel grantového projektu GA ČR a postdoktorského grantu GA ČR. Recenzent odborné monografie. řešitel více jak sto hospodářských smluv se strojírenskými závody, řešitel dvou tématických úkolů a autor jednoho technického osvědčení.
Pedagogická činnost 26 let pedagogické praxe. Přednášky a cvičení v bakalářském, magisterském i doktorandském studijním programu. Přednášky v kurzech celoživotního vzdělávání. Přednášky na Letní škole únavy, pořádané Žilinskou univerzitou. Garant celkem čtrnácti předmětů. Člen státnicových zkušebních komisí v bakalářském i magisterském studiu na Ústavu materiálových věd a inženýrství a Ústavu strojírenské technologie. Vedoucí diplomových prací (26 v magisterském a 30 v bakalářském programu). Školitel pro doktorský studijní program (Ing. Klára Hanzlíková studium úspěšně ukončila v roce 2006). Člen komisí pro přijímací řízení k doktorandskému studiu.
5
Člen komisí pro státní doktorské zkoušky (8 studentů) a pro obhajoby disertačních prací (7 studentů). Oponent a člen komise pro obhajoby disertačních prací (4 studenti). Recenzent diplomových prací na Technické univerzitě v Liberci (1 student) a na Žilinské univerzitě v Žilině (3 studenti). Spoluautor skript a celostátní učebnice pro SPŠ strojní. Ocenění Cena rektora roku 1990 (kolektiv autorů). První cena na fraktografické soutěži, Herlany, 1991. Druhá cena na fraktografické soutěži, Stará Lesná, 1994. Recenze autorovy monografie v časopise Slévárenství, 2002. Přehled publikací V období let 1977 až 2008 bylo publikováno celkem 279 prací, z toho 2 monografie, 198 článků ve vědeckých časopisech, 26 v odborných časopisech, 14 příspěvků na světových nebo evropských kongresech a 124 příspěvků na mezinárodních nebo národních konferencích. Citace V současné době bylo zaznamenáno celkem 141 citací (41 v zahraniční literatuře), přičemž 10 citací bylo uvedeno v impaktovaných časopisech a 2 citace v monografiích zaměřených na problematiku únavy materiálů. Další aktivity Člen redakční rady Informačního bulletinu na VUT fakultě strojní (do roku 1988). Člen výboru pobočky Československé vědeckotechnické společnosti na VUT fakultě strojní (do roku 1991). člen senátu na fakultě strojní a současně i člen studijní komise senátu FS (1990 – 1993). Člen výboru pobočky České strojnické společnosti na VUT fakultě strojní (do roku 1998). Člen Klubu pro nové materiály a technologie při VUT FSI v Brně. Člen České společnosti pro nové materiály a technologie. Člen Ekocentra aplikovaného výzkumu neželezných kovů.
6
1
ÚVOD
Litina s kuličkovým grafitem (LKG) a zejména její vysokopevná varianta označovná ADI (Austempered Ductile Iron) je perspektivní konstrukční materiál, který svými technologickými a mechanickými vlastnostmi tvoří přechod mezi litinou s lupínkovým grafitem a nelegovanými konstrukčními ocelemi. Objev výroby LKG H. Morroghem a WJ. Williamsem [1] patří mezi nejvýznamnější vynálezy v oboru železných materiálů ve dvacátém století. Velkou předností této litiny je příznivý tvar grafitu, který díky minimálnímu vrubovému účinku významně nesnižuje mechanické vlastnosti kovové matrice a umožňuje tak využít široké spektrum alternativ tepelného zpracování, a to od feritizačního žíhání až po izotermické zušlechtění, což umožňuje dosáhnout v závislosti na typu struktury požadované mechanické vlastnosti ve velmi širokém rozmezí, např. mez pevnosti Rm = 360-1500 MPa, tažnost A5 = 1-25 %. Optimální kombinaci napětových a deformačních charakteristik pak vykazuje litina izotermicky zušlechtěná (ADI) na strukturu horního bainitu. V průmyslově vyspělých zemích jsou nejen odlitky z oceli, ale dokonce i svařence a výkovky nahrazovány odlitky právě z LKG, a to z mnoha důvodů, např. ve srovnání s ocelemi má LKG lepší slévárenské vlastnosti a vyšší útlum vibrací, náklady na její výrobu jsou asi o 40 % nižší, její měrná hmotnost je asi o 8 % nižší, atd. Použití LKG ve strojírenství je velmi široké. V současné době se z tohoto materiálu vyrábějí např. rotory elektrických generátorů, skříně plynových kompresorů, bloky naftových motorů, ložiskové skříně železničních vagónů, ozubená kola, zalomené hřídele osobních i nákladních automobilů, kola důlních vozíků, lisovací zápustky, válce válcovacích stolic atd. [2,3]. Z výše uvedených údajů je zřejmé, že převážná část odlitků z LKG je používána na dynamicky (cyklicky) zatěžované součásti. Z tohoto důvodu je tedy nutno, pro ještě širší využívání LKG v průmyslové praxi, velmi dobře znát její únavové vlastnosti. O těchto vlastnostech jsou sice k dispozici poměrně rozsáhlé údaje, viz. práce [4-21], které jsou však značně nejednotné (různá zkušební zařízení a různé typy vzorků, rozdílná metodika zkoušení a vyhodnocování Wöhlerových křivek, rozdílné základní počty cyklů NC pro stanovení meze únavy atd.), případně i neúplné. Pro objektivní zhodnocení únavových vlastností LKG chybí
7
zejména vzájemné srovnání různých druhů litin (struktury feritické, feritickoperlitické a perlitické na straně jedné, struktury bainitické na straně druhé) při stejných podmínkách zkoušení. Uvedené problematice je věnována i tato práce, která je zaměřena především na objasnění vztahu mezi podmínkami tepelného zpracování, strukturou a mechanickými (statickými i únavovými) vlastnostmi LKG, respektive ADI. V práci jsou uvedeny nejdůležitější výsledky výzkumu únavových vlastností LKG, který byl prováděn autorem na katedře nauky o materiálu, později ÚMI, případně ÚMVI od roku 1980 do současné doby. Výsledky zde uváděné byly získány při řešení mnohaletého státního výzkumu, který byl realizován na katedře nauky o materiálu v letech 1980 až 1990. Dále v rámci spolupráce s průmyslovými závody, např. LIAZ Jablonec, TATRA Kopřivnice, SIGMA Olomouc atd. a při řešení grantových projektů VUT (3 projekty) a grantových projektů GAČR (4 projekty) v letech 1991 až 2006.
8
2
EXPERIMENTÁLNÍ METODIKA
Pro únavové zkoušky bylo použito celkem 24 taveb litiny s kuličkovým grafitem, jejichž chemické složení bylo stanoveno na kvantometru ve SVÚM-VSL Brno a je uvedeno v pracích [4-6]. Pro stanovení vlivu struktury matrice na únavové vlastnosti byly vybrané tavby dodatečně tepelně zpracovány k získání rozdílné struktury – feritické, perlitické a bainitické, čímž vzniklo celkem 72 druhů zkušebního materiálu. Metalografické výbrusy byly připraveny standardními metodami. Struktura byla pozorována a dokumentována na mikroskopu Zeiss-Neophot 21. Podíl zbytkového (stabilizovaného) austenitu, případně i martenzitu u bainitických litin (ADI) byl stanoven rentgenografickou fázovou kvantitativní analýzou. Základní mechanické vlastností (Rp0,2, Rm, A5 a Z) byly stanoveny na tahovém stroji fy Zwick při maximálním silovém rozsahu 100 kN za pokojové teploty. Rychlost zatěžování byla v0 = 1 mm/min (tj. 1,67⋅10–5 m/s, odpovídající rychlost deformace ε& ≈ 5⋅10–4 s–1). Únavové vlastnosti byly hodnoceny na základě stanovení Wöhlerových křivek a hodnot meze únavy. Únavové zkoušky byly provedeny při symetrickém zátěžném cyklu tah-tlak (P = 1, kde P je parametr asymetrie cyklu definovaný jako poměr horního napětí a amplitudy zátěžného cyklu, tj. P = σ h /σ a), při míjivém tahu (P = 2), při pulzujícím tahu (P = 3) a při pulzujícím ohybu (P = 2,2) na rezonančním pulzátoru fy Amsler při pokojové teplotě. Ke stanovení jednotlivých Wöhlerových křivek byly použity soubory o rozsahu 12 až 15 zkušebních tyčí. Vzorky byly jemně broušeny s drsností povrchu Ra = 0,4 µm. Zkušební frekvence, jež je u rezonančních pulzátorů funkcí tuhosti vzorku, byla při zatěžování tahem f = 180 Hz, při zatěžovaní ohybem f = 170 Hz. Wöhlerovy křivky byly u většiny materiálů matematicky vyhodnoceny metodou nejmenších čtverců pomocí tříparametrické nelineární funkce navržené Stromeyerem a doporučené Weibullem [7]:
σ (N ) = a N b + σ ∞ ,
(1)
která velmi dobře popisuje únavové chování kovových materiálů ve vysokocyklové oblasti. Zde je
σ(N) – horní napětí zátěžného cyklu σ h (které je v případě symetrického zatěžování tah-tlak rovno přímo amplitudě napětí σ a), N – počet cyklů do lomu nebo do ukončení zkoušky, a, b, σ∞ – parametry regresní křivky.
9
Meze únavy pro jednotlivé typy zatěžování jsou značeny v dalším textu následovně:
σC
– mez únavy při symetrickém zatěžování tah-tlak (P = 1),
σ hC
– mez únavy při míjivém zatěžování tahem (P = 2),
2,2
σ hC – mez únavy při pulzujícím zatěžování tahem (P = 2,2),
σ ohC – mez únavy při pulzujícím zatěžování ohybem (P = 2,2). U nejnovějších výsledků byla pro regresní výpočet použita nová funkce, viz dodatek.
Mikrofraktografická analýza byla provedena u čtyř vybraných matriálů (feritická a perlitická LKG, ADI se strukturou horního a dolního bainitu). Lomové plochy byly studovány pomocí rastrovacího adapteru analytického elektronového mikroskopu na rastrovacím elektronovém mikroskopu JXA-840A fy Jeol.
10
3
VÝSLEDKY ZKOUŠEK
Výsledky metalografické analýzy pro všechny tavby a podíl zbytkového austenitu, případně martenzitu u izotermicky zušlechtěných litin je uveden v pracích [4,5,8]. Střední hodnoty napěťových a deformačních charakteristik (Rp0,2, Rm, A5) jsou pro vybrané materiály uvedeny v tab. 1. Tab. 1: Statické a únavové vlastnosti vybraných materiálů Materiál Rp0,2 značení [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
σC
σ hC
σ ohC
F0
223
361
23,7
160
199
351
P1
522
808
3,6
274
P5
506
780
6,1
206
BH5
610
985
7,2
192
BD5
1030
1400
3,0
182
F9
257
398
20,9
166
FP11
378
588
7,1
201
FP12
437
695
5,4
183
P13
417
654
3,2
236
317
446
BH13
645
881
5,4
236
290
499
BH13B
651
907
3,8
239
BP13
833
1062
3,5
222
BD13
1153
1464
2,3
205
FP15
316
505
16,3
186
248
378
P15
702
1030
4,6
231
333
386
BH15
809
1032
7,2
253
370
508
BP15
1036
1203
3,4
241
304
394
BD15
1348
1531
1,1
229
275
330
[MPa]
[MPa]
[MPa]
Wöhlerovy křivky byly stanoveny při zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak (70 křivek), míjivým tahem (12 křivek), pulzujícím tahem (7 křivek)
a pulzujícím ohybem (14 křivek).
Grafické znázornění většiny křivek je uvedeno v práci [4]. Wöhlerovy křivky stanovené při různých parametrech asymetrie zátěžných cyklů pro izotermicky zušlechtěnou litinu jsou pro
11
ilustraci znázorněny na obr. 1. Hodnoty meze únavy stanovené pro základní počet cyklů NC = 107 jsou pro vybrané materiály uvedeny v tab. 1.
Obr. 1: Wöhlerovy křivky pro ADI – tavba 24, pro tři různé asymetrie zátěžného cyklu (tah-tlak, míjivý a pulzující tah)
12
4 4.1
DISKUSE VLIV STRUKTURY MATRICE NA ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI LITIN S FERITICKOU A PERLITICKOU STRUKTUROU
Z experimentálních údajů vyplynulo, že u litin s feriticko-perlitickou strukturou mez únavy vzrůstá se zvyšujícím se obsahem perlitu v matrici a v důsledku tohoto s rostoucí hodnotou meze pevnosti, a to přibližně do hodnoty Rm = 900 MPa. Tuto závislost je možno při zatěžování tahem-tlakem vyjádřit lineárním vztahem, viz obr. 2: σ C = 100 + 0,17 ⋅ Rm .
(2)
Při vyšších hodnotách meze pevnosti již mez únavy nevzrůstá, ale naopak klesá. Tento jev dokumentují perlitické litiny P6 a P15, které byly tepelně zpracovány normalizačním žíháním, u nichž byly stanoveny vysoké hodnoty meze pevnosti Rm = 1005 až 1030 MPa, ale poměrně nízké hodnoty meze únavy, viz tab. 1.
4.2
VLIV TEPLOTY IZOTERMICKÉ TRANSFORMACE NA ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI ADI
Analýza výsledků získaných u izotermicky zušlechtěných litin jednoznačně prokázala, na rozdíl od dřívějších prací Johanssona at al [9,10], že nejpříznivější únavové vlastnosti vykazuje struktura horního bainitu oproti struktuře přechodového a zejména dolního bainitu [4-6,11], což je plně v souladu s výsledky získanými při zatěžování symetrickým ohybem a uvedenými v práci [12]. Toto chování bainitických struktur není ovlivněno ani asymetrií zátěžného cyklu, ani druhem zatěžování (tah, ohyb), viz tab. 1. Zvýšení meze pevnosti u bainitických struktur v důsledku nižších transformačních teplot není tedy doprovázeno úměrným zvýšením hodnot meze únavy, ale naopak jejím poklesem. Tento pokles je možno, například pro zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak, přibližně vyjádřit lineárním vztahem (obr. 2): σ C = 290 − 0,065 ⋅ Rm .
(3)
Z tohoto vztahu je patrno, že optimální únavové vlastnosti u bainitických tvárných litin je nutno hledat u struktur horního bainitu s nižšími hodnotami meze pevnosti oproti strukturám přechodového a zejména dolního bainitu.
13
4.3
KORELACE MEZE ÚNAVY A MEZE PEVNOSTI
Na základě všech předchozích výsledků byly pro vyjádření závislosti meze únavy na mezi pevnosti navrženy parabolické vztahy, které platí jak pro feriticko-perlitické, tak i pro bainitické litiny: σ C = 0,49 ⋅ Rm − 0,25 ⋅ 10 −3 ⋅ Rm2 ,
(4)
σ hC = 0,65 ⋅ Rm − 0,31 ⋅ 10 −3 ⋅ Rm2 ,
(5)
σ ohC = 0,93 ⋅ Rm − 0,46 ⋅ 10 −3 ⋅ Rm2 .
(6)
První vztah (obr. 3) platí pro zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak, druhý pro míjivé zatěžování tahem a třetí pro zatěžování pulzujícím ohybem [4-6,11]. Vzhledem k velkému rozptylu experimentálních údajů, zejména u bainitických litin, slouží uvedené vztahy pouze k přibližnému odhadu hodnoty meze únavy. Jejich hlavní význam spočívá však v tom, že ukazují, při jakých hodnotách meze pevnosti a současně u jakých typů struktury matrice je nutno hledat optimum únavových vlastností. Jak vyplývá z práce [13], obdobnou závislost pro feriticko-perlitické LKG navrhl již v roce 1967 A. Kaune. Výsledky uváděné v této práci tedy rozšiřují platnost těchto vztahů i pro oblast bainitických struktur.
Obr. 2: Lineární závislosti meze únavy při zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak na mezi pevnosti pro LKG i ADI
14
Obr. 3: Parabolická závislost meze únavy při zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak na mezi pevnosti pro LKG i ADI
Výše uvedené vztahy (4) až (6) vyjadřují implicitně též závislost únavového poměru (tj. poměru
σ C /Rm, respektive σ hC /Rm nebo σ ohC /Rm) na mezi pevnosti. Podělením rovnic (4) až (6) mezí pevnosti Rm získáme lineární závislosti, z nichž vyplývá, že únavový poměr klesá u všech typů zatěžování s rostoucí pevností LKG i ADI. Např. pro symetrické zatěžování tah-tlak platí (obr. 4): σ C Rm = 0,49 − 0,25 ⋅ 10 −3 ⋅ Rm .
(7)
Velmi nízký rozptyl experimentálních bodů kolem těchto závislostí (byť částečně snížený v důsledku závislosti os grafu Rm a σ C /Rm) zpětně potvrzuje platnost vztahů (4) až (6). Jejich platnost i pro případ vysokofrekvenčního cyklického zatěžování (f = 20 kHz, NC = 108) dokládají výsledky práce [14-16].
15
Obr. 4: Závislost únavového poměru při zatěžování symetrickým cyklem tah-tlak na mezi pevnosti pro LKG i ADI 4.4
VLIV ASYMETRIE ZÁTĚŽNÉHO CYKLU NA ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI LKG I ADI
U osmi materiálů, u nichž byly zkoušky provedeny jak při zatěžování symetrickým cyklem tahtlak, tak i při míjivém zatěžování tahem, bylo možno sestrojit Haighovy i Smithovy diagramy pro posouzení vlivu asymetrie zátěžného cyklu [4-6,11]. Z tvaru těchto diagramů vyplynulo, že závislost amplitudy zátěžného cyklu σ a na středním napětí cyklu σ m je pro všechny materiály konvexní (0 < α < 1):
[
]
σ a = σ C 1 − (σ m Rm ) α ,
(8)
viz obr. 5. Toto zjištění je v rozporu s literárními údaji, např. [17-20], kde se uvádí pouze závislost lineární (α = 1). Nejvyšší hodnoty exponentu byly stanoveny u feriticko-perlitických LKG, α = 0,700 ÷ 0,786, nejnižší u ADI se strukturou dolního bainitu, α = 0,381. Na základě těchto údajů byla stanovena přibližná závislost exponentu α na mezi pevnosti Rm: α = 0,94 − 0,33 ⋅ 10 −3 ⋅ Rm .
(9)
Z tohoto vztahu vyplývá, že exponent α klesá u LKG i ADI se vzrůstající hodnotou meze pevnosti Rm [4-6,11].
16
4.5
VLIV DRUHU ZATĚŽOVÁNÍ NA ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI LKG I ADI
Velmi zajímavé zjištění vyplynulo po vyčíslení poměru mezi hodnotami meze únavy při zatěžování ohybem a tahem, při stejném parametru asymetrie P = 2,2. Bylo stanoveno, že u LKG i ADI poměr σ hC / 2,2σ hC není konstantní, ale pohybuje se ve velmi širokém rozmezí, a to 1,1 až 1,7 [4,6], což je v rozporu s literárními údaji pro oceli i litiny, kde se většinou (ovšem pro zatěžování symetrickým cyklem) udává hodnota 1,3, např. [20].
Obr. 5: Haighův diagram ADI se strukturou horního bainitu
S ohledem na předchozí údaje je možno konstatovat, že u těchto litin neplatí jednoduchý přepočet mezi ohybovým a tahovým namáháním. Grafické zpracování závislosti poměru σ hC / 2,2σ hC na mezi pevnosti je na obr. 6. Z tohoto obrázku je zřejmé, že závislost je nutno vyjádřit pro každý typ matrice samostatně, a to buď hyperbolickou nebo exponenciální závislostí [6].
17
Obr. 6: Závislost poměru σohC / 2,2σ hC na mezi pevnosti LKG i ADI
4.6
VLIV DOBY TRANSFORMACE NA ÚNAVOVÉ VLASTNOSTI ADI SE STRUKTUROU HORNÍHO BAINITU
Na základě rentgenografické i metalografické analýzy bylo prokázáno, že struktura ADI izotermicky zušlechtěné při transformační teplotě ttr = 400 °C sestává zejména z horního bainitu a zbytkového austenitu, jehož obsah je funkcí doby transformace (obr. 7). U dvou materiálů s nejkratšími transformačními časy byla zjištěna i přítomnost martenzitu. Výskyt martenzitu souvisí s krátkým časem izotermické transformace, v důsledku čehož proběhne bainitická přeměna jen částečně a po následném zachlazení do vody se uskuteční ještě martenzitická transformace.
18
Obr. 7: Vliv doby transformace na složení struktury ADI (ttr = 400 °C) Mechanické vlastnosti jsou stejně jako obsah zbytkového austenitu velmi výrazně ovlivněny délkou izotermické výdrže v solné lázni. Hodnoty meze pevnosti i meze kluzu vzrůstají s dobou transformace a maxima dosahují při nejdelších časech. Velmi nízké hodnoty meze pevnosti stanovené při krátkých transformačních časech souvisí s předčasnými lomy, které nastávají v důsledku přítomnosti martenzitu ve struktuře. Tažnost, která reprezentuje plastické vlastnosti matrice, je stejně jako napěťové charakteristiky ovlivněna transformačními časy, ale její průběh je odlišný, viz obr. 8. Nejvyšší hodnoty byly získány v poměrně úzkém intervalu 40 až 60 min. (tedy přibližně uprostřed studovaného intervalu 2 min. až 25 h, je-li uvažována logaritmická stupnice), v němž výsledná struktura obsahuje maximum zbytkového austenitu. Závislost meze únavy na transformačních časech je odlišná jak od průběhu napěťových, tak deformačních charakteristik a nejvíce se blíží průběhu obsahu zbytkového austenitu, obr. 9. Z něho je zřejmé, že tuto závislost σ C = f (τ t) by bylo možno aproximovat konkávní, mírně prohnutou parabolou. V rozsahu časů τ t = 10 ÷ 100 min. se hodnoty meze únavy příliš neliší a pohybují se v rozmezí σ C = 259 ÷ 268 MPa. K poklesu hodnot meze únavy dochází jednak při krátkých transformačních časech (5 min.), jednak při velmi dlouhých časech (4,5 až 9 h). Tyto nízké hodnoty meze únavy souvisí v prvém případě s přítomností martenzitu ve struktuře, ve druhém případě s velmi nízkým obsahem zbytkového austenitu [8]. Ze srovnání průběhů σ C, AZ a A5 na čase (obr. 7 a 8) je zřejmé, že maximální hodnoty meze únavy jsou podstatně méně ovlivněny
19
dobou transformace než obsah zbytkového austenitu a zejména tažnost. Toto zjištění jednak opravuje názor, že maximální hodnoty meze únavy lze dosáhnout jen u struktury s nejvyšší tažností [21], jednak má zásadní význam pro praxi: optimální únavové vlastnosti je možno dosáhnout v poměrně širokém rozpětí transformační doby a nejsou tedy příliš citlivé na přesné dodržení výdrže při tepelném zpracování.
Obr. 8: Závislost meze kluzu, meze pevnosti a tažnosti na době transformace
Obr. 9: Závislost meze únavy a obsahu zbytkového austenitu na době transformace
20
Závislost únavového poměru na době transformace (vyjádřené v min.) lze v semilogaritmickém souřadném systému velmi dobře vyjádřit přímkou, viz obr. 10: σ C Rm = 0,344 − 0,0445 ⋅ log τ t .
(10)
Obr. 10: Závislost únavového poměru na době transformace Z výše uvedeného vztahu stejně jako z obrázku je zřejmé, že únavový poměr klesá s prodlužující se dobou transformace. Platnost tohoto vztahu pro praktické využití je však omezena, a to pro časy kratší než 10 min., neboť nejvyšší hodnota únavového poměru při době transformace 5 min. nebyla dosažena v důsledku vysoké hodnoty meze únavy, ale naopak – v důsledku významného poklesu meze pevnosti při současném poklesu meze únavy.
4.7
MIKROFRAKTOGRAFICKÁ ANALÝZA
Mikrofraktografická analýza jednoznačně prokázala, že únavová lomová plocha u LKG, ve srovnání s ocelemi [22-25], je výrazně členitější, neboť čelo magistrální trhliny interaguje se strukturními nehomogenitami, zejména s grafitickými částicemi, ale i s ředinami, vměstky atd., a tím je zvýrazněn reliéf lomové plochy. Velmi často byl například pozorován odskok trhliny k blízkému grafitickému zrnu a opětovný návrat do původního směru šíření, obr. 11, práce [26,27].
21
Obr. 11 : Odskok magistrální trhliny ke grafitické částici, feritická LKG (Nital, 400x) Velmi časté je též větvení magistrální trhliny a iniciace sekundárních trhlin na grafitických částicích v okolí magistrální trhliny, obr. 12.
Obr. 12 : Větvení magistrální trhliny a iniciace sekundárních trhlin, ADI (neleptáno, 400x)
22
Tyto sekundární trhliny, propojující jednotlivá zrna grafitu, grafit se staženinami atd., byly zjištěny i před čelem magistrální trhliny. Jejich vznik většinou předchází výrazné zplastizování kovové matrice v okolí grafitických zrn, což velmi dobře dokazují zóny se skluzovými pásy s náznaky rozvoje sekundárních trhlin od grafitu. K interakci mezi čelem trhliny a grafitickým zrnem může dojít třemi základními způsoby: 1. Růstem trhliny přes grafitické zrno. 2. Dekohezí rozhraní grafit-matrice. 3. Oddělením obálky sekundárního grafitu od grafitu eutektického. Na únavových lomových plochách u LKG se strukturou feritickou a ADI se strukturou horního bainitu bylo též pozorováno šíření únavových trhlin interkrystalického charakteru, obr. 13.
Obr. 13 : Interkrystalické fazety na lomové ploše, feritická LKG
Největší podíl interkrystalických fazet se nalézá v počátečním stádiu šíření. Směrem k rozhraní mezi únavovým lomem a statickým dolomením četnost interkrystalických fazet rychle klesá a oblast dolomení je již čistě transkrystalická. Tento jev je možno dát do souvislosti s oslabením hranic stávajících zrn feritu nebo původních zrn austenitu.
23
Interkrystalické porušování nebylo pozorováno u LKG se strukturou perlitickou a ADI se strukturou dolního bainitu. Morfologické prvky, tak jak jsou známy z únavových lomů ocelí, se u litin vyskytují také. Jejich výskyt je však méně častý, zejména pokud jde o únavové žlábkování (striace), které je typické zvláště pro strukturu feritickou astrukturu horního bainitu. U některých druhů matricí, např. u struktury dolního bainitu, se nevyskytuje vůbec, nebo velmi sporadicky, jak bylo pozorováno u perlitické struktury. Na druhé straně byly pozorovány některé morfologické znaky typické pouze pro LKG, a to charakteristické hřebínky vedoucí od grafitu, na kterých bylo někdy možno rozlišit únavové žlábkování, obr. 14.
Obr. 14 : Hřebínky od grafitu a striace, feritická LKG U perlitické LKG a ADI se strukturou dolního bainitu převládají na lomové ploše odlišné mechanismy únavového
poškození. U perlitické struktury jsou to zejména, tzv. fishbone
struktura, interlamelární porušování perlitu a lokální růst trhliny transkrystalickým štěpením, obr. 15 a 16.
24
Obr. 15 : Interlamelární porušení perlitu, LKG
Obr. 16 : Lokální růst trhliny transkrystalickým štěpením, perlitická LKG
Typickým rysem únavových lomů u ADI jsou povrchy "kopírující" morfologii horního, resp. dolního bainitu, práce [28].
25
Dalším mechanismem poškození, který se uplatňuje u struktury dolního bainitu je lokální růst trhliny transkrystalickým štěpením (obdoba obr. 16), zatímco u struktury horního bainitu byly pozorovány ostrůvky plastického jamkového porušení.
Obr. 17 : Interkrystalické striace, feritická LKG
Obr. 18 : Interkrystalické striace, ADI
26
Za nejpozoruhodnější fraktografický nález lze označit výskyt
únavového žlábkování na
interkrystalických fazetách, které bylo zjištěno u feritické LKG, obr. 17, práce [27], a u litiny se strukturou
horního bainitu, obr. 18, práce [28,29]. V porovnání s transkrystalickými mají
interkrystalické striace mělčí reliéf.
27
5
ZÁVĚRY
Na základě studia únavového chování litin s kuličkovým grafitem se strukturou feritickoperlitickou i bainitickou je možno učinit následující závěry: 1. U litin se strukturou feriticko-perlitickou vzrůstá mez únavy s hodnotou meze pevnosti, a to přibližně do hodnoty Rm = 900 MPa. 2. U izotermicky zušlechtěných litin nejpříznivější únavové vlastnosti vykazuje struktura horního bainitu oproti struktuře přechodového a zejména dolního bainitu. 3. U bainitických struktur nárůst meze pevnosti v důsledku změny podmínek tepelného zpracování (nižší transformační teploty) není doprovázen vzrůstem meze únavy, ale naopak – mez únavy klesá s rostoucí hodnotou meze pevnosti. 4. Závislost meze únavy na mezi pevnosti pro struktury feriticko-perlitické i bainitické společně lze vyjádřit parabolickým vztahem. 5. Únavový poměr σ C /Rm (respektive σ hC /Rm a σ ohC /Rm) u LKG i ADI lineárně klesá s rostoucí hodnotou meze pevnosti. 6. Závislost amplitudy zátěžného cyklu na středním napětí cyklu má u LKG i ADI při zatěžování tahem, nebo cyklem tah-tlak konvexní průběh. 7. Exponent α lineárně klesá s rostoucí hodnotou meze pevnosti jak u feriticko-perlitických, tak i u bainitických litin. 8. U litin s kuličkovým grafitem neplatí mezi tahovým a ohybovým namáháním jednoduchý přepočet pomocí konstanty. Poměr mezi hodnotami meze únavy při zatěžování ohybem a tahem se při stejné asymetrii cyklu (P = 2,2) pohybuje ve velmi širokém rozmezí 1,1 až 1,7. 9. Závislost poměru σ hC / 2,2σ hC na mezi pevnosti je možno aproximovat hyperbolickými nebo exponenciálními vztahy. 10. Statické mechanické vlastnosti ADI se strukturou horního bainitu (teplota izotermické prodlevy 400 °C) jsou velmi výrazně ovlivněny délkou doby izotermické transformace. Hodnoty meze pevnosti z počátku vzrůstají s prodlužující se dobou transformace a maxima dosahují při časech 40 až 270 min., dále následuje mírný pokles.
28
11. Nejvyšší hodnoty tažnosti byly stanoveny v poměrně úzkém rozmezí transformačních časů (40 až 60 min.), tj. uprostřed intervalu, v němž struktura dosahuje maxima zbytkového austenitu. 12. Mez únavy je poměrně málo ovlivněna délkou transformační prodlevy. U studovaného materiálu byly dosaženy nejvyšší hodnoty meze únavy v intervalu přibližně 10 až 100 min. Stanovené hodnoty meze únavy, které se zde pohybují v rozmezí 259 až 268 MPa, je možno považovat za optimální. 13. Nižší hodnoty meze únavy při krátkých transformačních časech souvisí s přítomností martenzitu ve struktuře a tím i s nízkou plasticitou matrice. Pokles hodnot meze únavy při dlouhých dobách výdrže lze spojovat s nízkým až nulovým obsahem zbytkového austenitu. 14. Trajektorie únavových trhlin u LKG je velmi členitá v důsledku interakce čela postupující trhliny
s grafitickými částicemi, případně s dalšími strukturními
nehomogenitami
(mikrostaženiny, shluky vměstků, hranice zrn apod.). Typickými rysy jsou zejména větvení a následné spojování únavových trhlin a iniciace sekundárních trhlin od grafitu do matrice. 15. Charakteristickým morfologickým prvkem únavových lomů u LKG jsou hřebínky vedoucí od grafitu. Únavové žlábkování je typické pouze pro feritickou strukturu a strukturu horního bainitu. U perlitické struktury se naproti tomu poměrně často vyskytují oblasti náhlého lokálního růstu
trhliny transkrystalickým štěpením, interlamelární porušování
perlitu a tzv. fishbone struktura. U ADI jsou běžným rysem lomové plochy kopírující morfologii bainitu. U struktury dolního bainitu je dále typickým mechanismem poškození lokální růst trhliny transkrystalickým štěpením, u struktury horního bainitu oblasti plastického jamkového porušování. 16. U feritické LKG i ADI se strukturou horního
bainitu probíhalo šíření trhliny,
v důsledku oslabení hranice zrn, nejen transkrystalicky, ale také, zvláště v počátečním stadiu, interkrystalicky. 17. Za fraktograficky nejzajímavější výsledek lze označit výskyt únavového žlábkování na interkrystalických fazetách u feritické LKG a ADI se strukturou horního bainitu.
29
6
DODATEK
Nová rovnice pro křivky únavy Matematické zpracování výsledků únavových zkoušek ve vysokocyklové oblasti se provádí nejčastěji pomocí hyperboly s obecnou mocninou, která je znázorněna v log-log souřadnicích přímkou. U mnoha konstrukčních materiálů, např. ocelí a litin, které vykazují oblast trvalé únavové pevnosti, se pro dosažení lepší shody s experimentem v oblasti nad 106 cyklů, tato hyperbola posouvá o asymptotickou hodnotu σ∞, viz rovnice (1). V pracích [30,31] navrhli autoři (Kohout,Věchet) místo tohoto posunutí jinou úpravu hyperboly. Další úpravou byla pak platnost rovnice rozšířena i do oblasti kvazistatické pevnosti, respektive do oblasti cyklického creepu v případě asymetrického zatěžování. Navržená rovnice má tvar: b
⎛N +B⎞ ⎟ ⎝ N +C⎠ ,
σ (N ) = σ ∞ ⎜
(11)
kde b, B, C, a σ∞ jsou regresní parametry. Tato nová rovnice, viz obr. 19, která popisuje únavové chování materiálů od prvého zátěžného půlcyklu až do konce vysokocyklové oblasti (108 – 109 cyklů) má oproti stávajícím rovnicím (Basquinova, Stromeyerova, Palmgrenova) řadu výhod: 1. Vede zpravidla k lepšímu proložení (nižší součet čtverců). 2. Její parametry lze určit s výrazně nižšími relativními chybami. 3. Má výhodné asymptotické vyjádření. 4. Dává lepší predikci nízkocyklové oblasti z výsledků měření ve vysokocyklové oblasti. 5. Lépe popisuje oblast trvalé únavové pevnosti. 6. Pro matematické zpracování není v principu složitější než klasické funkce a nemá vzhledem k těmto funkcím žádné známé nedostatky. Obě práce vzbudily značný zájem odborné veřejnosti v zahraničí a v současné době bylo zaznamenáno celkem 17 citací, viz práce [32-48], z toho 6 v impaktovaných vědeckých časopisech, 2 v monografiích, 1 na světovém kongresu, dále 2 ve vědeckých časopisech bez impakt faktoru, 3 na mezinárodních konferencích a 3 v doktorských disertačních pracích.
30
Na základě zhodnocení výše uvedených prací je možno zdůraznit následující fakta: 1. V mnoha pracích již nejde pouze o citace, ale o aplikace, neboť autoři použili novou rovnici pro zpracování svých vlastních únavových dat. 2. Autoři většinou novou rovnici nazývají Kohoutovou-Věchtovou rovnicí. 3. V monografii [39] je nové rovnici věnována samostatná podkapitola, která je nazvána Kohoutův-Věchtův model. 4. RPL. Nijjsen ve svých pracích [43,44,46] použil novou rovnici pro pevnostní výpočet listu vrtule větrné elektrárny z kompozitních materiálů, a prokázal tak platnost rovnice i pro nové netradiční materiály. 5. V pracích Sirivardaneho et al [34,35,45] je ukázáno, že při revitalizaci jednoho z největších železničních mostů na Srí Lance (postaven r. 1885, délka 160 m) byla pro pevnostní výpočty použita únavová data pro příslušný materiál z britské normy, která byla zpracována pomocí nové rovnice v rozsahu ½ až 108 cyklů. Je tak prokázána platnost našeho modelu zpracování Wöhlerovy křivky i při návrhu rozměrných konstrukcí.
Obr. 19 : Soubor Wöhlerových křivek pro různé asymetrie zátěžných cyklů vyhodnocených pomocí nové rovnice, feritická LKG
31
7
LITERATURA [1] MORROGH, H., WILLIAMS, W.J. British patent No 645, 862, (1946). [2] KEOUGH, J. R. Foundry Management and Technology, 1995, sv. 123, č. 11, s. 27- 31. [3] DORAZIL, E., VĚCHET, S., KOHOUT, J. Litina s kuličkovým grafitem a její vysokopevná varianta - ADI. Slévárenství, 1998, roč. 46, č. 11/12, s. 440-446. [4] VĚCHET, S. Chování tvárné litiny v podmínkách únavového zatěžování. [Kandidátská disertační práce]. Brno: Vysoké učení technické, Fakulta strojní, 1989. 136 s. [5] VĚCHET, S., ŠVEJCAR, J., DORAZIL, E. Fatigue Properties of Ductile Cast Irons of Ferritic, Pearlitic and Bainitic Structures. In Nisitani, H., Harada, S. and Kobayashi, T. (ed) Proceedings of the International Conference Strength of Ductile Cast Iron and Other Cast Metals ′93, Kitakyushu, Japan : JSME-MMD, 1993, s. 249-254. [6] VĚCHET, S., KOHOUT, J., BOKŮVKA O. Únavové vlastnosti tvárné litiny. 1. vyd. Žilina : EDIS, 2001. 157 s. ISBN 80-7100-910-5. [7] WEIBULL, W. Fatigue Testing and Analysing of Results. Oxford, London, New York, Paris: Pergamon Press, 1961. 275 s. [8] VĚCHET, S., KOHOUT, J., HANZLÍKOVÁ, K. Influence of isothermal transformation dwell on tensile and fatigue properties of austempered ductile cast iron. Materials Science Forum, 2005, sv. 482, s. 371-374. [9] JOHANSSON, M, VESANEN, A., RETTIG, H. Austenitisch-bainitisches Gusseisen mit Kugelgraphit als Konstruktionswerkstoff im Getriebebau. Antriebstechnik 15, 1976, č. 11, s. 593-600. [10] JOHANSSON, M. Properties and Applications of Austempered Austenitic-Bainitic Ductile Iron. In 45th International Foundry Congress, Budapest 1978. [11] VĚCHET, S., KOHOUT, J., ŠVEJCAR, J. High Cycle Fatigue Properties of Ductile Cast Iron. In: WU, XR and WANG, ZG. (ed.), – Proceedings of the seventh international fatigue congress. FATIGUE ’9. Beijing : Higher Education Press, 1999, sv. 3. s. 20772082. [12] HORNUNG, K. Heat Treatment of Metals, 1986, roč. 4, s. 87-94. [13] KUHN, G., REUTER, H. Konstruieren und Giessen. VDI, Düsseldorf 1976.
32
[14] MACKO, P., BOKŮVKA, O. Únavové vlastnosti grafitických liatin s guločkovým tvarom grafitu při vysokofrekvenčnom cyklickom zaťažování, Materiálové inžinierstvo, 1999, roč. 6, č. 16, s. 23-33. [15] ULEWICZ, R., NOVÝ, F., KOPAS, P., BOJANOWICZ, P. Fatigue properties of nodular cast iron GGG 50 and GGG 60 in area of very high loading cycles. In Proc. 21st Intern. Colloq. Advanced Manufacturing and Repair Technologies in Vehicle Industry. Balatonfüred, Hungary, May 17-19, 2004, s. 151-155). [16] NOVÝ, F., BOKŮVKA, O., KOPAS, P., CHALUPOVÁ, M. Nodular Cast Iron Fatigue Lifetime in Ultra-High-Cycle Region. In Proceedings of the DANUBIA-ADRIA Symposium on Experimental Methods in Solid Mechanics. Monticelli Terme/Parma, Italy, 2005. [17] NIETH, F., WIEGAND, H. Giesserei-Forschung, 1977, roč. 29, s. 131. [18] TAUSCHER, H. Dauerfestigkeit von Stahl und Gusseisen, 4. Aufgabe. Leipzig, VEB Fachbuchverlag, 1982. 180 s. [19] JAHN, J. Giessereitechnik, roč. 30, 1984, s. 71. [20] LINHART, V. Volba materiálů a únavová pevnost částí s vysokou životností. In Sborník přednášek celostátní konference Únavová pevnost a životnost strojních částí - Stavba strojů XXXV. Praha : Dům techniky ČVTS, 1975, s. 9-63. [21] JOKIPI, K. In Proceedings of 1st Internationale Conference on ADI, 1984, s. 135. [22] ZEMANDL, M., JANDOŠ, F. Systematizace základních mikrofraktografických znaků únavových lomů, Hutnické listy, 1994, č. 7-8. s.56. [23] ZEMANDL, M. Fraktografické hodnocení únavových lomových ploch. In Letná škola únavy materiálov ´ 92, Žilina 1992, s.84. [24] HENRY G., HORSTMANN D. De Ferri Metallographia V, Verlag Stahleisen, 1979. [25] HENRY G., HORSTMANN D. Atlas microfractographique desfontes, Edit. techn. des Industrie de la Fonderie, 1974. [26] ŠVEJCAR, J., DORAZIL, E., VĚCHET, S. Únavové porušování strukturou feritickou a feriticko-perlitickou. In Sborník přednášek
tvárné litiny se VII. celostátní
fraktografické konference. Tatranské Matliare, 1983, s. 223 - 213.
33
[27] VĚCHET, S., ŠVEJCAR, J., POKLUDA, J., DORAZIL, E. Fatigue Properties of Ferritic Ductile Iron. In Lukáš, P., Polák, J. (ed) Proceedings of the International Colloquium on Basic Mechanismus in Fatigue of Metals. Brno: Academia, 1988, s. 419-424. [28] ŠVEJCAR, J., VĚCHET, S. On Anomalous Behavior of ADI in Conditions of Fatigue Loading. In International Conference on Fractography ′94, Stará Lesná 1994, Slovensko, s. 354. [29] ŠVEJCAR, J., VĚCHET, S., POKLUDA, J. Fatigue Behaviour of ADI, Some Specific Features. In Soboyejo, W.O. and Srivatsan, T.S. (ed) Symposium Proceedings in Honor of: Professor PAUL C. PARIS High Cycle Fatigue of Structural Materials, Ohio, USA : TMS, 1997, s. 427-443. ISBN 0-87339-328-1. [30] KOHOUT, J., VĚCHET, S. New functions for description of fatigue curves and their advantages. In WU, XR. a WANG ZG. (ed.) Proceedings of the seventh international fatigue congress Fatigue ’99. Beijing : High Education Press, 1999, sv. 2, s. 783-788. [31] KOHOUT, J., VĚCHET, S. A new function for description of fatigue curves and its multiple merits. International Journal of Fatigue, 2001, roč. 23, č. 2, s. 175-183. [32] MESMACQUE, G., GARCIA, S., AMROUCHE, A., RUBIO-GONZALEZ, C. Sequential law in multiaxial fatigue, a new damage indicator. International Journal of Fatigue, 2005, roč. 27, č. 4, s. 461-467. [33] ZHENG, XL., WEI, JF. On the prediction of P-S-N curves of 45 steel notched elements and probability distribution of fatigue life under variable amplitude loading from tensile properties. International Journal of Fatigue, 2005, roč. 27, č. 6, s. 601-609. [34] CHAMINDA, SS., OHGA. M., DISSANAYAKE, R.,
TANIWAKI, K. Different
Approaches for Remaining Fatigue Life Estimation of Critical Members in Railway Bridges. International Journal of Constructional Steel Structures, 2007, roč. 7, č. 4, s. 263276. [35] SIRIWARDANE, S., OHGA, M., DISSANAYAKE, R., TANIWAKI, K. Application of new damage indicator-based sequential law for remaining fatigue life estimation of railway bridges. Journal of Constructional Steel Research, 2008, roč. 64, č. 2, s. 228-237. [36] CUI, WC. A state-of-art review on fatigue life prediction methods for metal structures. Journal of Marine Science and Technology, 2002, roč. 7, č. 1, s. 43-56.
34
[37] CUI, WC., HUANG, XP. A general constitutive relation for fatigue crack growth analysis of metal structures. Acta metallurgica sinica (english letters), 2003, roč. 16, č. 5, s. 342354. [38] LAGODA, T. Lifetime Estimation of Welded Joints, Springer Verlag, 2008. 118 s. ISBN 976-3-540-77061-9. [39] CASTILLO, E., FERNÁNDEZ-CANTELI, A. A Unified Statistical Methodology for Modeling Fatigue Damage, Springer Verlag, 2008. 250 s. ISBN 978-1-4020-9181-0 [40] CUI, WC. Relation between crack growth rate and S-N curve for metal fatigue. Journal of Ship Mechanics, 2002, roč. 6, č. 6, s. 93-106. [41] YOON, JH. Fatigue and fracture. Proceeding of 14th International Ship and Offshore Structures Congress. Nagasaki, Japan : Elsevier, 2000, s. 323-392 [42] FENGHUI, W., QIONG, W., YINGXI, W., SHENGYIN, S. Fatigue life of thread connection for casing drilling under tension and torsion. Advanced Materials Research, 2008, sv. 33-37, s. 255-260. [43] NIJSSEN, RPL., WINGERDE, AM. Van, DELFT, DRV. Van. Fatigue life prediction in variable amplitude load sequences relevant to wind turbine rotor blades. 27. Riso International Symposium on Materials Science Polymer Composite Materials for Wind Power Turbines. Roskilde, Danemarken, 2006. s. 249-257. [44] NIJSSEN, RPL. Fatigue Life Predictions. Optimat Blades Workshop. Athens, Greece, 2006. s. 9-12. [45] DISSANAYAKE, PBR., SIRIWARDANE, SASC. Aplication of Multiaxial Law to Estimate Secondary Stress Based-Fatigue Life of Reveted Connection. Proceedings of the Paradeniya University Research Sessions, Sri Lanka, 2007, sv. 12, díl II, s. 217-218. ISSN 1391-4111, ISBN 976-955-589-101-1. [46] NIJSSEN, RPL. Fatigue Life Prediction and Strength Degradation of Wind Turbine Rotor Blade Composites. Wieringerwerf (Nizozemí) : Knowledge Centre Wind Turbine Materials and Constructions, 2006. 260 s. ISBN 90-9021221-3. [47] HOMMEL, JH. Mechanismenorientierte Simulation von Kurzzeitermudung metallischer Werkstoffe und Strukturen. Bochum, 2007.
35
[48] JOAQUIM, FT. Fadiga No Domínio Do Tempo E Da Frequencia Para Solicitacoes Torcionais. Joinville (Svatá Kateřina – Brazílie) : Universidade Do Estado De Santa Catarina, 2007.
36
8
S U M MARY
In the present paper some of the results of a long-term research are given which focussed especially on determining the effects of chemical composition, heat treatment and structure on the fatigue properties of ductile cast irons. Used in the experiments were 24 heats of unalloyed and alloyed ductile cast irons. After the heath treatment of selected heats, a total of 72 materials were obtained with ferritic-pearlitic structures on the one hand, and with bainitic structures on the other. The fatigue properties of individual materials were eveluated by comparing their Wöhler curves. For selected materials the microfractographic analysis was made.
The most significant results: 1. In the case of ductile cast irons with ferritic-pearlitic structure the fatigue limit increases with increasing ultimate strength up to ca Rm = 900 MPa. 2. In the case of bainitic structures the fatigue limit decreases with increasing ultimate strength. The best fatigue properties were found for upper bainite structures. 3. In bainitic structures the increase in strength resulting from changed heat treatment conditions (lower transformation temperatures) is not accompanied by any increase in the fatigue limit; on the contrary, the fatigue limit deceases with increasing strength values. 4. The dependence of fatigue limit on ultimate strength for both ferritic-pearlitic and bainitic structures can be expressed by a parabolic relation. 5. In ductile cast iron the fatigue ratio σC/Rm (σhC/Rm or σohC /Rm) decreased linearly with increasing ultimate strength. 6. The dependence of loading cycle amplitude on the mean stress of cycle is for ductile cast irons convex. 7. Exponent α decreases linearly with increasing strength values. 8. Simple conversion between tensile and bending loading using only one constant value is not possible for nodular cast irons. The quotient of fatigue limits for bending and tensile loading (when the parameter of asymmetry is P = 2,2) changes in wide region between 1,1 and 1,7.
37
9. The dependence of quotient σohC /
2,2
σhC tensile strength can be approximately expressed
with exponential or hyperbolic relation. 10. Static tensile properties of ADI - bainitic ductile iron (for temperature of isothermal transformation 400 oC) depend very strongly on time of isothermal transformation. The values of tensile strength increase with increasing transformation time and reaches the maximum between 40 and 270 minutes with following weak decrease for longer times. 11. Maximum values of elongation were obtained in relatively narrow interval of transformation time 40 to 60 minutes what approximately corresponds to the middle of interval with maximum of retained austenite content. 12. In contrast with static mechanical properties the fatigue limit is only slightly influenced with transformation time in considerably broad interval from 10 to 100 minutes. The values determined in that interval reach their optimum level between 259 and 268 MPa. 13. Low values of fatigue limit obtained at short transformation times are the consequence of presence of martensite, which causes low plasticity of matrix. In the contrary the decrease of fatigue limit at long transformation times is the consequence of very low or zero content of retained austenite. 14. The trajectory of fatigue cracks in nodular cast irons is very rugged as result of the interaction of the face of advancing crack with graphitic particles and another incompactness. A typical feature here is the initiation of secondary cracks from the graphite into the matrix and frequent branching of the main crack. 15. A characteristic morphological element of fatigue fractures can be seen in crests leading from graphite, while fatigue striations are only typical of the ferritic and bainitic structures. 16. Owing to the weakend grain boundaries in ferritic nodular cast iron and ADI with upper bainite structures, the crack propagation is not only transcrystalline but, especially in the initial stage, also intercrystalline. 17. Regarded as the fractographically most significant result can by the occurrance of fatigue striations on intercrystaline facets.
38
Poděkování Děkuji všem svým bývalým i současným spolupracovníkům na ústavu materiálového inženýrství, kteří přispěli ke vzniku této práce. Zejména děkuji doc. RNDr. Janu Kohoutovi, CSc. za pomoc při matematicko-statistickém zpracování dat, prof. Ing. Jiřímu Švejcarovi, CSc. za spolupráci v oblasti fraktografické analýzy, Ing. Drahomíře Janové a Ing. Zině Vojtkulákové za pomoc při práci na elektronovém mikroskopu, Ing. Miloslavu Kouřilovi, CSc., Ing Arnoštu Adamcovi a panu Markovi Kadlečkovi za tepelné zpracování materiálů, paní Ivě Davidové, Ing. Lence Klakurkové, PhD. a prof. Ing. Tomáši Podrábskému, CSc. za pomoc při přípravě metalografických výbrusů a při metalografické analýze. Dále bych chtěl poděkovat mnoha vědeckým pracovníkům u nás i na Slovensku, za jejich rady, konzultace nebo spolupráci v oblasti výzkumu únavového porušování materiálů. Moje poděkování patří především Ing. Bořivojovi Pospíšilovi, CSc. (VÚEZ Brno), doc. RNDr. Petru Lukášovi, CSc., prof. RNDr. Luďkovi Kunzovi, CSc., prof. RNDr. Jaroslavu Polákovi, DrSc., doc. RNDr. Karlu Obrtlíkovi, CSc. (ÚFM AV ČR Brno), prof. Ing. Ivanu Dvořákovi, CSc. (Universita obrany Brno), prof. RNDr. Jaroslavu Pokludovi, CSc. (FSI VUT Brno), prof. Ing. Jiřímu Kunzovi, CSc. (ČVUT Praha), Ing. Milanu Zemandlovi, CSc., prof. Ing. Radomile Konečné, CSc., Ing. Márii Chalupové, prof. Ing. Otakaru Bokůvkovi, CSc., prof. RNDr. Petru Skočovskému, DrSc., prof. Ing. Peteru Palčekovi, CSc. (Žilinská univerzita v Žilině) a mnoha dalším spolupracovníkům. V neposlední řadě patří moje poděkování MUDr. Štefanovi Perenčayovi (POŠ Brno), primáři MUDr. Janu Doleželovi, CSc. (Masarykův ústav Brno) a primáři MUDr. Luboši Bärtelovi (Ústav sv. Zdislavy Mostiště).
Věnování Tuto práci bych chtěl věnovat památce svého školitele, spolupracovníka a přítele prof. Ing. Eduarda Dorazila, DrSc., díky jehož vedení a pomoci tato práce mohla vzniknout.
39
