PODKRITICKÝ RŮST TRHLINY VE SVAROVÉM SPOJI MEZI KOMOROU A PAROVODEM KOTLE VÝKONU 230 T/H. Jan KOROUŠ, Ondrej BIELAK BiSAFE, s.r.o.
|
|
- Dominika Horáčková
- před 8 lety
- Počet zobrazení:
Transkript
1 PODKRITICKÝ RŮST TRHLINY VE SVAROVÉM SPOJI MEZI KOMOROU A PAROVODEM KOTLE VÝKONU 230 T/H Jan KOROUŠ, Ondrej BIELAK BiSAFE, s.r.o., Praha V důsledku dlouhodobého provozu za podmínek tečení vznikají ve svarových spojích vysokotlakých parovodů z CrMoV oceli trhliny typu IV. Na etapu iniciace navazuje etapa podkritického růstu trhliny. Příspěvek se zabývá faktory, které ovlivňují vznik trhlin. Uvádí výpočet rozvoje trhliny v interkritickém pásmu tepelně ovlivněné oblasti svarového spoje za podmínek, kdy rozvoj trhliny určuje parametr nelineární lomové mechaniky C *. K jeho výpočtu je použit odhad z referenčního napětí. Pří výpočtu se uvažuje zatížení vnitřním přetlakem a ohybovým momentem. Výsledky výpočtu jsou konfrontovány s odhadem délky etapy podkritického růstu trhliny, stanoveným na základě fraktografického rozboru poruchy svarového spoje mezi komorou a parovodem mm z oceli při Klíčová slova: creep, CrMoV ocel, svar, typ IV, růst trhliny, referenční napětí 1. Úvod Funkční spolehlivost a provozní životnost tlakových systémů parních kotlů, dlouhodobě exploatovaných v náročných provozních podmínkách, je do značné míry determinována úrovní žárupevných vlastností svarových spojů v porovnání se svařováním neovlivněným základním materiálem kotlových trubek [1]. Uvedené vlastnosti jsou zásadním způsobem ovlivněny použitou technologií svařování trubek, tj. volbou způsobu svařování a přídavného svařovacího materiálu, tepelným režimem procesu včetně množství tepla vneseného do svarového spoje a v řadě případů také režimem aplikovaného tepelného zpracování po svaření. Variabilnost stěžejních parametrů technologického postupu svařování má však významného společného jmenovatele, a to vznik úzce lokalizovaného, relativně nejméně zpevněného pásma svaru - oboustranně obklopeného žárupevnějším materiálem, - typického přednostním creepovým porušováním při vhodně orientovaném vnějším zatížení. Při správné volbě přídavných svařovacích materiálů a chemického složení svarového kovu dochází při svařování nízkolegovaných, martenzitických chromových ocelí a případně i uhlíkových žárupevných ocelí k preferentnímu výskytu této měkké lokality v tepelně ovlivněné oblasti spoje, a to především v její interkriticky přežíhaném pásmu při rozhraní se základním materiálem [3]. Z mikrostrukturního hlediska se jedná o pásmo vysoce popuštěné a částečně překrystalizované struktury s výraznou degradací precipitačního zpevnění, vyznačující se nízkou odolností proti plastické deformaci a porušení při dlouhodobé creepové expozici [2, 3]. Jedná se o tzv. poručení čtvrtého typu podmíněné výraznou akumulací plastické deformace, nukleací, růstem a vzájemným propojováním kavit na hranicích zrn a v konečné fázi pak šířením magistrální trhliny, přičemž pro lomový stav je typická poměrně vysoká koncentrace kavit i v lokalitách interkritického pásma, odlehlých od vytvořené magistrální trhliny [2, 3].
2 Popsaný způsob creepového poškozování je charakteristický pro obvodové porušení svarových spojů v provozních podmínkách potrubních systémů parních kotlů, namáhaných vnitřním přetlakem páry s poměrně významnou složkou axiální tahové napjatosti, indukované od přídavného namáhání tahového resp. ohybového typu a/nebo následkem redistribuce napětí v průběhu creepové expozice [1, 2, 8-12]. Závažnost problému je akcentována akutním nebezpečím náhlého creepového lomu, jehož pravděpodobnost prokazatelně vzrůstá po překročení časového horizontu provozní exploatace zhruba 50 tisíc hodin, což se týká především kotlových trubek a parovodů z nízkolegované CrMoV oceli, disperzně zpevněné částicemi karbidu vanadu [1, 2, 6, 8-12]. V četných případech se mechanizmus porušení IV typu vyskytuje u creepových zkoušek svarových spojů, prováděných metodikou jednoosého tahového zatížení ve směru kolmém na osu spoje (cross weld creep rupture test). Za těchto zkušebních podmínek, tj. při iniciaci plného axiálního zatížení obvodového spoje je diskutovaný způsob creeppového lomu charakteristický jak pro nízkoligované žárupevné oceli typu 0,5Cr 0,5 Mo0,3V a 0,8Cr0,5Mo0,6V, precipitačně zpevněné disperzní fázi karbidu vanadu [3, 6, 8], tak pro CrMo oceli na bázi 2,25Cr1Mo a 1Cr0,5Mo [8]. Jako typický projev preferenčního uplatnění creepového porušení IV typu pak lze považovat pokles : - napěťové citlivosti doby do lomu svarového spoje v porovnání se základním materiálem pozorovaný v oblasti relativně nízkých aplikovaných napětí a creepové životnosti nad 10 tisíc hodin [2, 3, 8] - pevnostního součinitele spoje (vypočteného jako poměr mezí pevnosti při tečení svaru a základního materiálu použité kotlové trubky pro konstantní teplotu a creepovou životnost) s rostoucí teplotou a dobou do lomu [3, 8]. Příspěvek je zaměřen na výpočet odhadu doby do vzniku trhlin a etapy podkritického růstu trhlin typu IV ve svarovém spoji mezi komorou a výstupním parovodem 219/20 mm. Ke vzniku netěsnosti ve svarovém spoji došlo po h provozu při teplotě 535 C a tlaku 9,6 MPa. Na základě měření oxidické vrstvy byla etapa podkritického růstu magistrální trhliny stanovena na cca 40 tisíc hodin provozu. 2. Vznik a rozvoj trhlin Trhliny vznikají propojováním kavit na hranicích zrn rovnoběžných s interkritickým pásmem. Spojování kavit do trhlin a vznik trhlin v místě styku tří zrn dokumentuje obr.1. Obr. 1 Morfologie creepového poškození Tvorba je ovlivněna složkou napětí působící kolmo na trhlinu. V případě obvodových svarů i relativně nízké přídavné zatížení, které zvyšuje axiální složku napětí, vede k vzniku těchto trhlin. Na obr.2 a obr.3 je uveden průběh axiální složky napětí na délce obvodového svaru u dvou svarových spojů vysokotlakého parovodu ( 273/25 mm, 535 C; 9,6 MPa) [11]. Do uvedených
3 obrázků je rovněž zakreslena poloha magistrální trhliny. V části svarů proti magistrální trhlině (oblast s nízkou axiální složkou napětí) trhliny nebyly zjištěny [11]. Obr.2: Koincidence trhliny a axiální složky napětí Obr.3: Koincidence trhliny a axiální složky napětí Nerovnoměrné rozložení axiální složky napětí po obvodě svaru vysvětluje skutečnost, že poruchy obvodových svarů trhlinami typu IV se projevují vznikem netěsnosti únikem páry. Není nám znám případ poruchy s katastrofickými následky, který by nastal otevřením celého průtočného průřezu parního potrubí. Na obr.4 je schéma rozvoje trhliny stanovené na základě fraktografických rozborů a datování stáří trhliny z měření oxidické vrstvy [10-12]. V první fázi dochází ke vzniku kavit na hranicích zrn v interkritickém pasmu. Magistrální trhlina vzniká propojováním kavit a růst je především ovlivněn složkou napětí působící kolmo na trhlinu. Jelikož při tvorbě a růstu kavit se výrazně uplatňuje hydrostatická složka napětí, kavity vznikají převážně pod vnitřním povrchem, kde jsou splněny podmínky rovinné deformace. V další fázi trhlina roste směrem dovnitř a posléze se vytvoří dvě čela trhliny, která se šíří ve směru obvodovém. Na vnitřním i vnějším povrchu trubky je rovinná napjatost a rychlost růstu trhlin podstatně menší ve srovnání s vnitřkem stěny potrubí, který je zatěžován za podmínek rovinné deformace. Důsledkem je profil čela trhliny naznačený na obr.4. Rozdíl v délce trhliny uprostřed vzorku a na povrchu je závislý na tloušťce vzorku a může být až 50 mm. Obr. 3: Rozvoj trhliny typu IV v obvodovém svaru VT parovodu V některých případech, kromě magistrální trhliny typu IV dochází k iniciaci sekundárních trhlin z defektů v kořenové oblasti, jak dokumentuje obr.5. Trhlina typu III vznikla pravděpodobně ze studeného spoje a rostla v hrubozrnné části TOZ v těsné blízkosti svarového kovu [10].
4 Obr. 5: Příčný řez svarovým spojem 3. Odhad doby do vzniku trhlin V důsledku rozdílné rychlosti tečení jednotlivých strukturních složek základního materiálu, tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu představuje svarový spoj tzv. technologický vrub, ve kterém dochází ke koncentraci napětí. Součinitel koncentrace napětí je závislý na pevnostních a deformačních creepových vlastnostech jednotlivých strukturních složek svarového spoje. Dále je závislý na době provozu a poloze sledovaného místa. Na obr.6 je uvedena závislost součinitele koncentrace redukovaného napětí HMH a obvodové složky napětí na době provozu v TOZ ve vzdálenosti 3,2 mm pod vnějším povrchem [9]. Obr. 6: Závislost součinitele koncentrace napětí v TOZ na straně komory ve vzdálenosti 3,2 mm pod vnějším povrchem
5 Na základě výpočtů redistribuce napětí ve svarovém spoji byl stanoven odhad doby do vzniku trhlin. Ve výpočtu jsme uvažovali pouze poškození tečením. Výpočet odhadu byl proveden pro TOZ na straně komory (kde se trhlina vyskytovala) a pro TOZ na straně parovodu. Odhad provozní doby do vzniku trhlin v TOZ na straně komory se pohybuje v mezích od do hodin. V TOZ na straně parovodu je odhad doby do vzniku trhlin podstatně vyšší, až hodin. Nestacionární provozní stavy (najetí, odstavky) dobu do vzniku trhlin bezesporu zkrátí. 4. Odhad etapy růstu trhlin Růst trhliny byl modelován na trubce zatížené vnitřním přetlakem a přídavným ohybovým momentem. Geometrie trhliny je patrná z obr. 7, kde je též naznačeno působící zatížení. Trubka vnějšího průměru 219 mm, s tloušťkou stěny 20 mm byla zatížená vnitřním přetlakem 9,6 MPa a ohybovým momentem 6 k Nm při teplotě zařízení 540 o C. Počáteční rozměry půleliptické trhliny z vnějšího povrchu byly následující: hloubka a = 4 mm, délka 2c = 40 mm. Obr. 6 Výpočtové schéma defektu a znázornění zatížení Rychlost šíření trhliny za podmínek tečení se obvykle vyjadřuje v závislosti na parametru C * ve tvaru [14]: da = A (C * ) q [mm/h]. (1) dt Lomově mechanický parametr C * (creepový ekvivalent J integrálu) lze podle [14] stanovit podle vztahu: C * σ ref & ε ref 2 ( K / σ ), = (3) kde K je součinitel intenzity napětí, σ ref je referenční napětí (viz dále) a ε& ref je rychlost creepové deformace jakožto funkce referečního napětí σ ref a akumulované creepové deformace ε c. Pro výpočet rychlosti creepové deformace byl použit komplexní model tečení. Celkovou deformaci ε tot během creepového procesu lze vyjádřit jako funkci času t pro dané hodnoty napětí σ a teploty T výrazem: tot ref g π ( t ) ( tσ, T ) ε ( ε ε ) o m o [ ]. ε = (4) Hodnota počáteční deformace ε o je dána výrazem ε o = 100σ/E(T). Modul pružnosti E(T) je funkcí teploty ve tvaru: E = E 1 + E 2 exp(-e 3 /T).
6 Mezní deformace ε m je vyjádřena vztahem: ln( tr ) M 3 M 4T σ ε m = exp M1 + M 2tgh T (5) E( T ) Funkce g[π(t)] je tzv. funkce poškození definovaná výrazem: K M { 2[ π ( t) ] }, N 1+ exp g[ π ( t) ] = [ π ( t) ] (6) 1+ exp( 2) kde poškození π(t) je dáno poměrem t/t r, přičemž doba do lomu t r je definována vztahem: log( t r ) = A1 + A2 log + A3 log log[ sinh( A6σ T )] + A4 log[ sinh( A6σT )]. (7) T A T A 5 Komplexní model tečení je tedy charakterizován 17 konstantami (E 1 E 3, M 1 M 5, N, M, K, A 1 A 6 ). V úvahu byly vzaty materiálové vlastnosti všech částí svarového spoje, tj. svarového kovu, základního materiálu komory a materiálu teplotně ovlivněné zóny. Postup výpočtu je detailně popsán ve sborníku [13], zde se omezíme pouze na grafickou prezentaci výsledků. Výpočet podkritického růstu trhlin je závislý na počáteční hloubce trhliny a o, zatížení, velikosti zbytkových pnutí a užitných vlastnostech materiálu (UVM). Výpočet byl realizován pro střední a pro minimální užitné hodnoty. Výsledky výpočtů jsou uvedeny na obr.8 a obr.9. Na základě měření tlouštěk oxidů bylo odhadnuto stáři trhliny na cca 40 tisíc hodin provozu (od vzniku trhliny do objevení netěsnosti). Z výsledků uvedených na obr.8 je zřejmé, že etapa růstu trhliny stanovená pro střední hodnoty užitných vlastností materiálu neodpovídá realitě, neboť je delší než 100 tisíc hodin. V případě užitných vlastností materiálu na úrovni dolní meze je shoda podstatně lepší. Zahrneme-li do výpočtu rovněž zbytkové pnutí ve svarovém spoji, etapa růstu trhliny se výrazně zkrátí, jak je patrné z obr.8. 5 Obr.8: Vliv užitných vlastností materiálu na růst trhliny typu IV v obvodovém svarovém spoji parovodu
7 Obr.9: Vliv zbytkových pnutí na růst trhliny typu IV v obvodovém svarovém spoji parovodu 4. Závěry 1. Při svařování nízkolegovaných, martenzitických chromových a případně i uhlíkových žárupevných ocelí vzniká (i při správné volbě přídavných svařovacích materiálů a chemického složení svarového kovu) měkká lokalita v tepelně ovlivněné oblasti spoje, a to především v její interkriticky přežíhaném pásmu při rozhraní se základním materiálem. Z mikrostrukturního hlediska se jedná o pásmo vysoce popuštěné a částečně překrystalizované struktury s výraznou degradací precipitačního zpevnění, vyznačující se nízkou odolností proti plastické deformaci a porušení při dlouhodobé creepové expozici. V průběhu provozu vzniká tzv. porušení čtvrtého typu podmíněné výraznou akumulací plastické deformace, nukleací, růstem a vzájemným propojováním kavit na hranicích zrn a v konečné fázi pak šířením magistrální trhliny. 2. Výskyt předčasných lomů je zásadním způsobem ovlivněn použitou technologií svařování trubek, tj. volbou způsobu svařování a přídavného svařovacího materiálu, tepelným režimem procesu včetně množství tepla vneseného do svarového spoje a v řadě případů také režimem aplikovaného tepelného zpracování po svaření. Popsaný způsob creepového poškozování je charakteristický pro obvodové porušení svarových spojů v provozních podmínkách potrubních systémů parních kotlů, namáhaných vnitřním přetlakem páry s poměrně významnou složkou axiální tahové napjatosti, indukované od přídavného namáhání tahového resp. ohybového typu a/nebo následkem redistribuce napětí v průběhu creepové expozice. 3. Poškození přednostně vzniká v místě průniku minimálních užitných vlastností svarového spoje a maximálního referenčního lomového napětí. Referenční lomové napětí je závislé na zatížení, užitných vlastnostech základního materiálu, jednotlivých pásem tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu. Na základě analýzy provozního namáhání potrubních systémů a výpočtu redistribuce výchozí elastické napjatosti, rozvoje deformace a poškození ve svarovém spoji lze poměrně spolehlivě kvantifikovat riziko vzniku trhlin tohoto typu v jednotlivých svarových spojích, dále pak lokalizovat exponovanou část svarového spoje. 4. U analyzované poruchy provozní doba do vzniku trhlin v TOZ svarového spoje, odhadnutá na základě výpočtu redistribuce napětí ve svarovém spoji, poměrně dobře souhlasí s dobou vzniku trhliny odhadnuté z měření oxidické vrstvy. 5. Poruchy obvodových svarových spojů trhlinami typu IV se projevují vznikem netěsnosti únikem páry a to i v případech, kdy trhlina zasahuje téměř polovinu obvodu svarového spoje. 6. Etapa podkritického růstu magistrální trhliny představuje relativně značnou část životnosti svarového spoje. Předvedený výpočet s použitím referenčních napětí poskytuje realistický odhad etapy růstu trhliny v případě použití užitných vlastností materiálu na úrovni dolní meze. Pro střední
8 hodnoty užitných vlastností je etapa podkritického růstu trhlin silně nadhodnocená. Matematický model trhliny použitý ve výpočtu nepostihuje v plné míře skutečný tvar trhliny. Pro dosažení lepší shody výpočtového modelu s reálným stavem bude nutné zpřesnit vlastní výpočtový model, vstupní materiálové podklady a postup výpočtu ověřit na dalších případech. poruch 7. Komplexní analýza poruch metalografické a fraktografické šetření doplněné o nezbytné výpočtyje vhodným prostředkem k ověření výpočetních postupů hodnocení životnosti a provozní spolehlivosti zařízení. V řadě případů poskytuje jednoznačné objasnění příčin vzniku poruchy a umožňuje přijetí správných opatření pro zajištění životnosti a provozní spolehlivosti zařízení. 5. Literatura [1] Price, A. T. Williams, J. A.: The Influence of Welding on Creep Properties of Steels. In : Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, ed. Wilshire, B. - Owen, D., Pineridge Press, 1982, pp [2] Kimmins, S. T. Coleman, M.C. Smith, D.J.: An Overview of Creep Failure Associated with Heat affected Zone of Ferritic Weldments, In : Creep and Fracture of Engineering Materials and Structures, ed. Wilshire, B. - Evans R. W., 1993, pp [3] Sobotka, J.: Effect of Vanadium on Long-Term Creep Strength of Weld Joints of CrMoV Steel Boiler Tubes. In: Creep Resistant Metallic Materials, ed. Purmenský J., Terris 2002, Praha 2001 [4] Coleman, M.C. Parker, J.D.: High Temperature Deformation and Fracture of Weldments in Thick Section 0,5Cr0,5MoV Pipe, Int. J. Pres. Ves. and Piping, 50, 1992, pp [5] Parker, J. D. - Parsons, A. W. J.: High Temperature Deformation and Fracture Processes in 2,25Cr1Mo - 0,5Cr0,5Mo0,25V Weldments. Int. J. Pres. Ves. and Piping, 63, 1995, pp [6] Parker, J.D.: High Temperature Deformation and Failure in Weldments. In: Creep Resistant Metallic Materials, VÍTKOVICE, ed. Purmenský J., 1996, pp [7] Shang Tung Tu - Rui Wu - Sandström R.: Design Against Failure for Weldments in 0,5Cr0,5Mo0,25V Pipe. Int. J. Pres. Ves. and Piping, 58, 1994, pp [8] Sobotka J. Janeček M. Thiemel K.: Vliv tepelného příkonu při svařování na žárupevnost svarových spojů trubek z oceli 0,5Cr0,5Mo0,3V. Zváranie Svařování, 50, 2001, str [9] Kanócz, A. Bína, V. Korouš J. Masák, J.: Analysis of Failure of Outlet Steam Pipeline Weld, BiSAFE, Z A, Praha 1999 [10] Kanócz, A. Bína, V. Masák, J.: Failure of Header Weld, BiSAFE, Z EnSv, Praha 2000 [11] Bielak, O. Bína, V.: Příčiny vzniku trhlin ve svarových spojích VT parovodu kotle K5, BiSAFE Z , Praha 2001 [12] Bielak, O. Masák, J. Bína, V. Kanócz, A.: Posouzení příčin vzniku trhlin ve svarových spojích rozváděče páry RP10/1, BiSAFE Z , Praha 2001 [13] Korouš J. Bielak O.: Podkritický růst trhliny ve svarovém spoji komory přehříváku, Sb. konference Inženýrská mechanika 2002, Svratka, května 2002 (bude publikováno) [14] R5: Assessment Procedure for the High Temperature Response of Structures, Report R5, Issue 2, Revision 2, 1998, Nuclear Electric, UK Adresní údaje o autorech: Plné jméno s tituly: Jan Korouš., Ing. Ondrej Bielak CSc. Pracoviště a jeho začlenění BiSAFE. s r.o. do instituce/firmy: Adresa pro korespondenci: , Praha 4 bisafe@login.cz Fax: Telefon:
ROZVOJ CREEPOVÉ DEFORMACE A POŠKOZENÍ KOMORY PŘEHŘÍVÁKU Z CrMoV OCELI
ROZVOJ CREEPOVÉ DEFORMACE A POŠKOZENÍ KOMORY PŘEHŘÍVÁKU Z CrMoV OCELI Jan Masák, Jan Korouš BiSAFE s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4 Příspěvek uvádí výsledky redistribuce napětí, rozvoje deformace a
VíceNEKONVENČNÍ VLASTNOSTI OCELI 15NiCuMoNb5 (WB 36) UNCONVENTIONAL PROPERTIES OF 15NiCuMoNb (WB 36) GRADE STEEL. Ladislav Kander Karel Matocha
NEKONVENČNÍ VLASTNOSTI OCELI 15NiCuMoNb5 (WB 36) UNCONVENTIONAL PROPERTIES OF 15NiCuMoNb (WB 36) GRADE STEEL Ladislav Kander Karel Matocha VÍTKOVICE Výzkum a vývoj, spol s r.o., Pohraniční 31, 706 02 Ostrava
VíceŽÁRUPEVNOST ZÁKLADNÍHO MATERIÁLU A SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI P23 CREEP RESISTANCE OF STEEL P23 AND WELDMENTS
ŽÁRUPEVNOST ZÁKLADNÍHO MATERIÁLU A SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI P23 CREEP RESISTANCE OF STEEL P23 AND WELDMENTS Tomáš Vlasák 1, Jan Hakl 1, Jozef Pecha 2 1 SVUM a.s., Areál VÚ Běchovice, 190 11 Praha, ČR,
Více4. Tenkostěnné za studena tvarované prvky. Návrh na únavu OK.
4. Tenkostěnné za studena tvarované prvky. Návrh na únavu OK. Výroba, zvláštnosti návrhu, základní případy namáhání, spoje, navrhování z hlediska MSÚ a MSP. Návrh na únavu: zatížení, Wöhlerův přístup a
VíceCREEP AUSTENITICKÉ LITINY S KULIČKOVÝM GRAFITEM CREEP OF AUSTENITIC DUCTILE CAST IRON
METAL 9 9... 9, Hradec nad Moravicí CREEP AUSTENITICKÉ LITINY S KULIČKOVÝM GRAFITEM CREEP OF AUSTENITIC DUCTILE CAST IRON Vlasák, T., Hakl, J., Čech, J., Sochor, J. SVUM a.s., Podnikatelská, 9 Praha 9,
VíceDEGRADACE MATERIÁLOVÝCH VLASTNOSTÍ OCELI 15 128 A PŘÍČINY VZNIKU TRHLIN VYSOKOTLAKÝCH PAROVODŮ
DEGRADACE MATERIÁLOVÝCH VLASTNOSTÍ OCELI 15 128 A PŘÍČINY VZNIKU TRHLIN VYSOKOTLAKÝCH PAROVODŮ Josef ČMAKAL, Jiří KUDRMAN, Ondřej BIELAK * ), Richard Regazzo ** ) UJP PRAHA a.s., * ) BiSAFE s.r.o., **
VícePOSOUZENÍ PROVOZUSCHOPNOSTI OHYBU VT PAROVODU PROSTŘEDKY FFS
POSOUZENÍ PROVOZUSCHOPNOSTI OHYBU VT PAROVODU PROSTŘEDKY FFS Jan Korouš, Ondřej Bielak, Jan Masák BiSAFE, s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4, e-mail: korous@bisafe.cz V příspěvku je uveden příklad použití
VíceHODNOCENÍ PŘÍPUSTNOSTI VAD MONTÁŽNÍCH SVARŮ HORKOVODŮ. Ondrej Bielak, BiSAFE, s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4,, e-mail: bielak@bisafe.
HODNOCENÍ PŘÍPUSTNOSTI VAD MONTÁŽNÍCH SVARŮ HORKOVODŮ Ondrej Bielak, BiSAFE, s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4,, e-mail: bielak@bisafe.cz Horkovody jsou namáhány opakovaně vnitřním přetlakem, dále pak
VíceŽÁRUPEVNÉ VLASTNOSTI A MIKROSTRUKTURA HETEROGENNÍCH SVAROVÝCH SPOJŮ P91/P23 CREEP PROPERTIES AND MICROSTRUCTURE OF HETEROGENEOUS WELD JOINTS P91/923
ŽÁRUPEVNÉ VLASTNOSTI A MIKROSTRUKTURA HETEROGENNÍCH SVAROVÝCH SPOJŮ / CREEP PROPERTIES AND MICROSTRUCTURE OF HETEROGENEOUS WELD JOINTS /923 Denisa Toušová Zdeněk Kuboň Vlastimil Vodárek VÍTKOVICE-Výzkum
VíceZvýšení spolehlivosti závěsného oka servomotoru poklopových vrat plavební komory
Zvýšení spolehlivosti závěsného oka servomotoru poklopových vrat plavební komory Miroslav Varner Abstrakt: Uvádí se postup a výsledky šetření porušení oka a návrh nového oka optimalizovaného vzhledem k
VíceLisování nerozebíratelných spojů rámových konstrukcí
Abstract Lisování nerozebíratelných spojů rámových konstrukcí Zbyšek Nový 1, Miroslav Urbánek 1 1 Comtes FTH Lobezská E981, 326 00 Plzeň, Česká republika, znovy@comtesfht.cz, murbanek@comtesfht.cz The
VíceMOŽNOSTI OPRAVY VAD KOTLOVÝCH TĚLES VE SVARECH PLÁŠŤ - NÁTRUBEK
MOŽNOSTI OPRAVY VAD KOTLOVÝCH TĚLES VE SVARECH PLÁŠŤ - NÁTRUBEK Ondřej Bielak, Jan Masák BiSAFE, s.r.o., Malebná 1049, 149 00 Praha 4,, e-mail: bielak@bisafe.cz Ve svarových spojích plášť nátrubek se vyskytují
VíceObr. 1. Řezy rovnovážnými fázovými diagramy a) základního materiálu P92, b) přídavného materiálu
POROVNÁNÍ SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI P92 PROVEDENÝCH RUČNÍM A ORBITÁLNÍM SVAŘOVÁNÍM Doc. Ing. Jiří Janovec 1, CSc., Ing. Daniela Poláchová 2, Ing. Marie Svobodová 2, Ph.D., Ing. Radko Verner 3 1) ČVUT v Praze,
VíceSTRUKTURNÍ STABILITA A VLASTNOSTI SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI T24
STRUKTURNÍ STABILITA A VLASTNOSTI SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI T24 prof. Ing. Jaroslav Koukal, CSc. 1,2 Ing. Martin Sondel, Ph.D. 1,2 doc. Ing. Drahomír Schwarz, CSc. 1,2 1 VŠB-TU Ostrava 2 Český svářečský ústav
VíceBeton. Be - ton je složkový (kompozitový) materiál
Fakulta stavební VŠB TUO Be - ton je složkový (kompozitový) materiál Prvky betonových konstrukcí vlastnosti materiálů, pracovní diagramy, spolupůsobení betonu a výztuže Nejznámějším míchaným nápojem je
VíceKonstrukční materiály pro stavbu kotlů
Konstrukční materiály pro stavbu kotlů Hlavní materiály pro stavbu kotlů jsou: materiály kovové trubky prvky nosné konstrukce materiály keramické šamotové cihly, šamotové tvarovky žárobeton Specifické
VíceHodnocení degradace ocelí pro tepelnou energetiku pomocí mikrosrukturních paramertrů
Hodnocení degradace ocelí pro tepelnou energetiku pomocí mikrosrukturních paramertrů V. Vodárek Vítkovice-Výzkum a vývoj, spol. s r.o., Pohraniční 693/31, 706 02 Ostrava Vítkovice 1. ÚVOD Návrhová životnost
Více2 MECHANICKÉ VLASTNOSTI SKLA
2 MECHANICKÉ VLASTNOSTI SKLA Pevnost skla reprezentující jeho mechanické vlastnosti nejčastěji bývá hlavním parametrem jeho využití. Nevýhodou skel je jejich poměrně nízká pevnost v tahu a rázu (pevnost
VíceMikrostrukturní analýza svarového spoje oceli P92 po creepové expozici
Mikrostrukturní analýza svarového spoje oceli P92 po creepové expozici Naděžda ŽVAKOVÁ, Petr MOHYLA, Zbyňek GALDIA, Flash Steel Power, a. s., Martinovská 3168/48, 723 00 Ostrava - Martinov, Česká republika,
VíceMOŽNOSTI VYUŽITÍ MIKROLEGOVANÝCH OCELÍ. Tomáš Schellong Kamil Pětroš Václav Foldyna. JINPO PLUS a.s., Křišťanova 2, 702 00 Ostrava, ČR
MOŽNOSTI VYUŽITÍ MIKROLEGOVANÝCH OCELÍ Tomáš Schellong Kamil Pětroš Václav Foldyna JINPO PLUS a.s., Křišťanova 2, 702 00 Ostrava, ČR Abstract The proof stress and tensile strength in carbon steel can be
VícePROBLEMATICKÉ SVAROVÉ SPOJE MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ
PROBLEMATICKÉ SVAROVÉ SPOJE MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ doc. Ing. Petr Mohyla, Ph.D. Fakulta strojní, VŠB TU Ostrava 1. Úvod Snižování spotřeby fosilních paliv a snižování škodlivých emisí vede k
VíceVliv opakovaných extrémních zatížení na ohybovou únosnost zdiva
Vliv opakovaných extrémních zatížení na ohybovou únosnost zdiva Doc. Ing. Daniel Makovička, DrSc. ČVUT v Praze, Kloknerův ústav, 166 08 Praha 6, Šolínova 7 Ing. Daniel Makovička, Jr. Statika a dynamika
VíceÚSTAV KONSTRUOVÁNÍ seminář 27.10.2006. Degradace nízkolegovaných ocelí v. abrazivním a korozivním prostředí
ÚSTAV KONSTRUOVÁNÍ seminář 27.10.2006 Degradace nízkolegovaných ocelí v abrazivním a korozivním prostředí ÚSTAV KONSTRUOVÁNÍ seminář 27.10.2006 Odborný Curiculum Vitae Curiculum Vitae Michal Černý - 29.
VíceVYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ VÝZKUMNÁ ZPRÁVA STABILITA VYBRANÝCH KONFIGURACÍ KOLEJOVÉHO SVRŠKU
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ INFRAM a.s., Česká republika VÝZKUMNÁ ZPRÁVA STABILITA VYBRANÝCH KONFIGURACÍ KOLEJOVÉHO SVRŠKU Řešitel Objednatel Ing. Petr Frantík, Ph.D. Ústav stavební
VíceMetodika hodnocení strukturních změn v ocelích při tepelném zpracování
Metodika hodnocení strukturních změn v ocelích při tepelném zpracování Bc. Pavel Bílek Ing. Jana Sobotová, Ph.D Abstrakt Předložená práce se zabývá volbou metodiky hodnocení strukturních změn ve vysokolegovaných
VíceTEPELNÉ ZPRACOVÁNÍ NIKLOVÝCH SUPERSLITIN HEAT TREATMENT OF HIGH-TEMPERATURE NICKEL ALLOYS. Božena Podhorná a Jiří Kudrman a Karel Hrbáček b
TEPELNÉ ZPRACOVÁNÍ NIKLOVÝCH SUPERSLITIN HEAT TREATMENT OF HIGH-TEMPERATURE NICKEL ALLOYS Božena Podhorná a Jiří Kudrman a Karel Hrbáček b a UJP PRAHA a.s., Nad Kamínkou 1345, 156 10 Praha Zbraslav, E-mail:
VíceMateriály charakteristiky potř ebné pro navrhování
2 Materiály charakteristiky potřebné pro navrhování 2.1 Úvod Zdivo je vzhledem k velkému množství druhů a tvarů zdicích prvků (cihel, tvárnic) velmi různorodý stavební materiál s rozdílnými užitnými vlastnostmi,
VíceSTOCHASTIC SIMULATION OF CREEP CRACK GROWTH IN TEST SPECIMENS
ENGINEERING MECHANICS 2004 NATIONAL CONFERENCE with international participation Svratka, Czech Republic, 10-13 May 2004 STOCHASTIC SIMULATION OF CREEP CRACK GROTH IN TEST SPECIMENS Jan Korouš, Jan Masák
VíceVLIV STŘÍDAVÉHO MAGNETICKÉHO POLE NA PLASTICKOU DEFORMACI OCELI ZA STUDENA.
VLIV STŘÍDAVÉHO MAGNETICKÉHO POLE NA PLASTICKOU DEFORMACI OCELI ZA STUDENA. Petr Tomčík a Jiří Hrubý b a) VŠB TU Ostrava, Tř. 17. listopadu 15, 708 33 Ostrava, ČR b) VŠB TU Ostrava, Tř. 17. listopadu 15,
VícePostupy. Druh oceli Chemické složení tavby hmotnostní % a) Značka Číselné označení. Mn P max. S max 0,40-1,20 0,60-1,40
Svařované ocelové trubky pro tlakové nádoby a zařízení Technické dodací podmínky Část 4: Elektricky svařované trubky z nelegovaných ocelí se zaručenými vlastnostmi při nízkých teplotách. Způsob výroby
VícePevnost a životnost Jur III
1/48 Pevnost a životnost Jur III Milan Růžička, Josef Jurenka, Zbyněk Hrubý Poděkování: Děkuji prof. Ing. Jiřímu Kunzovi, CSc za laskavé svolení s využitím některých obrázků z jeho knihy Aplikovaná lomová
VíceVÝZKUM MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ SVAROVÝCH SPOJŮ MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ T24 A P92. Ing. Petr Mohyla, Ph.D.
VÝZKUM MECHANICKÝCH VLASTNOSTÍ SVAROVÝCH SPOJŮ MODIFIKOVANÝCH ŽÁROPEVNÝCH OCELÍ T24 A P92 Ing. Petr Mohyla, Ph.D. Úvod Od konce osmdesátých let 20. století probíhá v celosvětovém měřítku intenzivní vývoj
Více5. Únava Zatížení při únavě, Wöhlerův přístup a lomová mechanika, únosnost, vliv vrubů, kumulace poškození, přístup podle Eurokódu.
5. Únava Zatížení při únavě, Wöhlerův přístup a lomová mechanika, únosnost, vliv vrubů, kumulace poškození, přístup podle Eurokódu. K poškození únavou dochází při zatížení výrazně proměnném s časem. spolehlivost
VíceMATURITNÍ OKRUHY STAVBA A PROVOZ STROJŮ TŘÍDA: 4SB ŠKOLNÍ ROK: 2015-2016 SPEZIALIZACE: TECHNICKÝ SOFTWARE
1.A. VALIVÁ LOŽISKA a) dělení ložisek b) skladba ložisek c) definice základních pojmů d) výpočet ložisek d) volba ložisek 1.B. POHYBLIVÉ ČÁSTI PÍSTOVÉHO STROJE a) schéma pohyblivých částí klikového mechanismu
Více22. 24. 5. 2007, Hradec nad Moravicí CHOVÁNÍ OCELI T23 PŘI DLOUHODOBÉM ÚČINKU TEPLOTY BEHAVIOUR OF STEEL T23 AFTER LONG-TIME TEMPERATURE EFFECT
CHOVÁNÍ OCELI T23 PŘI DLOUHODOBÉM ÚČINKU TEPLOTY BEHAVIOUR OF STEEL T23 AFTER LONG-TIME TEMPERATURE EFFECT Jiří Kudrman Jindřich Douda Marie Svobodová UJP PRAHA a.s.nad Kamínkou 1345, 156 10 Praha-Zbraslav
VíceŠROUBOVÉ SPOJE VÝKLAD
ŠROUBOVÉ SPOJE VÝKLAD Šroubové spoje patří mezi rozebíratelné spoje s tvarovým stykem (lícovaný šroub), popřípadě silovým stykem (šroub prochází součástí volně, je zatížený pouze silou působící kolmo k
VíceFAKULTA STAVEBNÍ VUT V BRNĚ PŘIJÍMACÍ ŘÍZENÍ DO MNSP STAVEBNÍ INŽENÝRSTVÍ PRO AKADEMICKÝ ROK 2008 2009
FAKULTA STAVEBNÍ VUT V BRNĚ PŘIJÍMACÍ ŘÍZENÍ DO MNSP STAVEBNÍ INŽENÝRSTVÍ PRO AKADEMICKÝ ROK 2008 2009 OBOR: POZEMNÍ STAVBY (S) A. MATEMATIKA TEST. Hladina významnosti testu α při testování nulové hypotézy
VíceMETODA FSW FRICTION STIR WELDING
METODA FSW FRICTION STIR WELDING RNDr. Libor Mrňa, Ph.D. 1. Princip metody 2. Mikrostruktura svaru 3. Svařovací fáze 4. Svařovací nástroje 5. Svařitelnost materiálů 6. Svařovací zařízení 7. Varianty metody
VíceČSN EN 13445-6 OPRAVA 1
ČESKÁ TECHNICKÁ NORMA ICS 23.020.30 Duben 2005 Netopené tlakové nádoby Část 6: Požadavky pro navrhování a výrobu tlakových nádob a tlakových částí z litiny s kuličkovým graitem ČSN EN 13445-6 OPRAVA 1
VíceZakázka: D111029 Stavba: Sanace svahu Olešnice poškozeného přívalovými dešti v srpnu 2010 I. etapa Objekt: SO 201 Sanace svahu
1 Technická zpráva ke statickému výpočtu... 2 1.1 Identifikační údaje... 2 1.1.1 Stavba... 2 1.1.2 Investor... 2 1.1.3 Projektant... 2 1.1.4 Ostatní... 2 1.2 Základní údaje o zdi... 3 1.3 Technický popis
VíceProblémy spojené s použitím pozinkované výztuže v betonu
Obsah Problémy spojené s použitím pozinkované výztuže v betonu Rovnaníková P. Stavební fakulta VUT v Brně Použití pozinkované výztuže do betonu je doporučováno normou ČSN 731214, jako jedna z možností
Více2 Materiály, krytí výztuže betonem
2 Materiály, krytí výztuže betonem 2.1 Beton V ČSN EN 1992-1-1 jsou běžné třídy betonu (C12/15, C16/20, C20/25, C25/30, C30/37, C35/45, C40/50, C45/55, C50/60) rozšířeny o tzv. vysokopevnostní třídy (C55/67,
VíceSTRUKTURNÍ STABILITA A ŽÁRUPEVNOST FERITICKÝCH OCELÍ STRUCTURAL STABILITY AND CREEP RESISTANCE OF FERRITIC STEELS
STRUKTURNÍ STABILITA A ŽÁRUPEVNOST FERITICKÝCH OCELÍ STRUCTURAL STABILITY AND CREEP RESISTANCE OF FERRITIC STEELS Václav Foldyna a Jaroslav Purmenský b a JINPO PLUS a.s., Krištanova, 70 00 Ostrava-Prívoz,
VíceVÝVOJ NOVÉ TECHNOLOGIE OPRAVY SVAROVÝCH SPOJŮ POMOCÍ WELD OVERLAY (WOL)
VÝVOJ NOVÉ TECHNOLOGIE OPRAVY SVAROVÝCH SPOJŮ POMOCÍ WELD OVERLAY (WOL) Ing. Zdeněk Čančura, ČEZ, a. s. Ing. Jaroslav Brom, ČEZ, a. s. Ing. Lubomír Junek, PhD., Ústav aplikované mechaniky Brno, s.r.o.
VíceTECHNOLOGIE VSTŘIKOVÁNÍ
TECHNOLOGIE VSTŘIKOVÁNÍ PRŮVODNÍ JEVY působení smykových sil v tavenině ochlazování hmoty a zvyšování viskozity taveniny pokles tlaku od ústí vtoku k čelu taveniny nehomogenní teplotní a napěťové pole
VíceS VAŘOVÁNÍ BETONÁŘSKÉ VÝZTUŽE HOSPODÁRNÉ Ř E Š E N Í
S VAŘOVÁNÍ BETONÁŘSKÉ VÝZTUŽE HOSPODÁRNÉ Ř E Š E N Í WELDING OF R E I N F O R C I N G S T E E L ECONOMICAL SOLUTION J IŘÍ ŠMEJKAL, J AROSLAV PROCHÁZKA Předpisy a podmínky pro vytvoření hospodárného plnohodnotného
VíceŽelezobetonové patky pro dřevěné sloupy venkovních vedení do 45 kv
Podniková norma energetiky pro rozvod elektrické energie ČEZ Distribuce, E.ON Distribuce, E.ON ČR, Železobetonové patky pro dřevěné sloupy venkovních vedení do 45 kv PNE 34 8211 3. vydání Odsouhlasení
VíceZÁVĚREČNÁ ZPRÁVA o inženýrskogeologickém průzkumu
GEOTECHNICKÝ ENGINEERING & SERVICE ZÁVĚREČNÁ ZPRÁVA o inženýrskogeologickém průzkumu Název úkolu : Krchleby, rekonstrukce mostu ev. č. 18323-1 (most přes Srbický potok) Číslo úkolu : 2014-1 - 072 Odběratel
VíceHODNOCENÍ VLASTNOSTÍ VÝKOVKŮ ROTORŮ Z OCELI 26NiCrMoV115
HODNOCENÍ VLASTNOSTÍ VÝKOVKŮ ROTORŮ Z OCELI 26NiCrMoV115 Martin BALCAR a), Václav TURECKÝ a), Libor Sochor a), Pavel FILA a), Ludvík MARTÍNEK a), Jiří BAŽAN b), Stanislav NĚMEČEK c), Dušan KEŠNER c) a)
VíceFakulta strojního inženýrství VUT v Brně Ústav konstruování. KONSTRUOVÁNÍ STROJŮ převody. Přednáška 6
Fakulta strojního inženýrství VUT v Brně Ústav konstruování KONSTRUOVÁNÍ STROJŮ převody Přednáška 6 Pevnostní výpočet čelních ozubených kol Don t force it! Use a bigger hammer. ANONYM Kontrolní výpočet
Více9 Spřažené desky s profilovaným plechem v pozemních stavbách
9 Spřažené desky s profilovaným plechem v pozemních stavbách 9.1 Všeobecně 9.1.1 Rozsah platnosti Tato kapitola normy se zabývá spřaženými stropními deskami vybetonovanými do profilovaných plechů, které
VíceAnalýza ztráty stability sendvičových kompozitních panelů při zatížení tlakem
Analýza ztráty stability sendvičových kompozitních panelů při zatížení tlakem Ing. Jaromír Kučera, Ústav letadlové techniky, FS ČVUT v Praze Vedoucí práce: doc. Ing. Svatomír Slavík, CSc. Abstrakt Analýza
VíceÚnosnosti stanovené níže jsou uvedeny na samostatné stránce pro každý profil.
Směrnice Obsah Tato část se zabývá polyesterovými a vinylesterovými konstrukčními profily vyztuženými skleněnými vlákny. Profily splňují požadavky na kvalitu dle ČSN EN 13706. GDP KORAL s.r.o. může dodávat
Vícei. Vliv zvýšených teplot na vlastnosti ocelí
Creep (kríp) tečení i. Vliv zvýšených teplot na vlastnosti ocelí ii. Zkoušení creepového chování iii. Charakteristiky odolnosti materiálu vůči creepu iv. Deformace a lom při creepu v. Parametry ekvivalence
VíceJe-li poměr střední Ø pružiny k Ø drátu roven 5 10% od kroutícího momentu. Šroub zvedáku je při zvedání namáhán kombinací tlak, krut, případně vzpěr
PRUŽINY Která pružina může být zatížena silou kolmou k ose vinutí zkrutná Výpočet tuhosti trojúhelníkové lisové pružiny k=f/y K čemu se používá šroubová zkrutná pružina kolíček na prádlo Lisová pružina
Více10.1 Úvod. 10.2 Návrhové hodnoty vlastností materiálu. 10 Dřevo a jeho chování při požáru. Petr Kuklík
10 10.1 Úvod Obecná představa o chování dřeva při požáru bývá často zkreslená. Dřevo lze zapálit, může vyživovat oheň a dále ho šířit pomocí prchavých plynů, vznikajících při vysoké teplotě. Proces zuhelnatění
Vícestrol. s.ucasl. Joseph E. Shigley The Iowa State University of Science and Technology Richard G. Budynas Institute of Technology
Kon. ; ; nl strol. y; ; s.ucasl. Joseph E. Shigley University of Michigan Charles R. Mischke The Iowa State University of Science and Technology Richard G. Budynas Rochester Institute of Technology VYSOKE
VíceVLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA VLASTNOSTI OCELI PRO ŽELEZNICNÍ KOLA THE INFLUENCE OF HEAT TREATENT ON THE PROPPERTIES OF STEEL FOR RAILWAY WHEELS
VLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA VLASTNOSTI OCELI PRO ŽELEZNICNÍ KOLA THE INFLUENCE OF HEAT TREATENT ON THE PROPPERTIES OF STEEL FOR RAILWAY WHEELS Rudolf Foret a Petr Matušek b a FSI-VUT v Brne,Technická
VíceRoman.Vavricka@fs.cvut.cz
TEPLOVODNÍ OTOPNÉ SOUSTAVY Ing. Roman Vavřička, Ph.D. ČVUT v Praze, Fakulta strojní Ústav techniky prostředí Roman.Vavricka@fs.cvut.cz Složení otopné soustavy Zdroje tepla kotle na pevná, plynná nebo kapalná
VíceNUMERICKÉ MODELOVÁNÍ ZDIVA. 1. Současný stav problematiky
NUMERICKÉ MODELOVÁNÍ ZDIVA 1. Současný stav problematiky V současné době chybí přesné a obecně použitelné modely zdiva, které by výstižně vyjadřovaly jeho skutečné vlastnosti a přitom se daly snadno použít
VíceZKOUŠKY MIKROLEGOVANÝCH OCELÍ DOMEX 700MC
Sborník str. 392-400 ZKOUŠKY MIKROLEGOVANÝCH OCELÍ DOMEX 700MC Antonín Kříž Výzkumné centrum kolejových vozidel, ZČU v Plzni,Univerzitní 22, 306 14, Česká republika, kriz@kmm.zcu.cz Požadavky kladené dnešními
VíceNauka o materiálu. Přednáška č.5 Základy lomové mechaniky
Nauka o materiálu Přednáška č.5 Základy lomové mechaniky Způsoby stanovení napjatosti a deformace Využívají se tři přístupy: 1. Analytický - jen jednoduché geometrie těles - vždy za jistých zjednodušujících
Více5. Únava materiálu S-n přístup (Stress-life) Pavel Hutař, Luboš Náhlík
Příklad Zadání: Vytvořte přibližný S-n diagram pro ocelovou tyč a vyjádřete její rovnici. Jakou životnost můžeme očekávat při zatížení souměrně střídavým cyklem o amplitudě 100 MPa? Je dáno: Mez pevnosti
VíceHAIGHŮV DIAGRAM VYBRANÉ PRUŽINOVÉ OCELI HAIGH DIAGRAM OF SELECTED SPRING STEEL
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV MATERIÁLOVÝCH VĚD A INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING INSTITUTE OF MATERIALS SCIENCE AND ENGINEERING
VíceSEIZMICKÁ ODOLNOST STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ
SEIZMICKÁ ODOLNOST STAVEBNÍCH KONSTRUKCÍ Jiří Máca, Karel Pohl The objective of this paper describe a basic principles applied to the design and construction of buildings and civil engineering structures
VíceZadání vzorové úlohy výpočet stability integrálního duralového panelu křídla
Příloha č. 3 Zadání vzorové úlohy výpočet stability integrálního duralového panelu křídla Podklady SIGMA.1000.07.A.S.TR Date Revision Author 24.5.2013 IR Jakub Fišer 1 2 1 Obsah Abstrakt... 3 1 Úvod...
VícePOŽÁRNÍ ODOLNOST DŘEVOBETONOVÉHO STROPU
Energeticky efektivní budovy 2015 sympozium Společnosti pro techniku prostředí 15. října 2015, Buštěhrad POŽÁRNÍ ODOLNOST DŘEVOBETONOVÉHO STROPU Eva Caldová 1), František Wald 1),2) 1) Univerzitní centrum
VíceEXPERIMETÁLNÍ OVĚŘENÍ ÚNOSNOSTI DŘEVOBETONOVÝCH SPŘAŽENÝCH TRÁMŮ ZESÍLENÝCH CFRP LAMELAMI
19. Betonářské dny (2012) Sborník Sekce: Výzkum a technologie 2 ISBN 978-80-87158-32-6 EXPERIMETÁLNÍ OVĚŘENÍ ÚNOSNOSTI DŘEVOBETONOVÝCH SPŘAŽENÝCH TRÁMŮ ZESÍLENÝCH CFRP LAMELAMI David Horák 1 Hlavní autor
VíceSTRUKTURA PEVNÝCH LÁTEK STRUKTURA PEVNÝCH LÁTEK
Předmět: Ročník: Vytvořil: Datum: FYZIKA PRVNÍ MGR. JÜTTNEROVÁ 21. 4. 2013 Název zpracovaného celku: STRUKTURA PEVNÝCH LÁTEK STRUKTURA PEVNÝCH LÁTEK Pevné látky dělíme na látky: a) krystalické b) amorfní
VícePROTOKOL. č. C2858c. Masarykova univerzita PF Ústav chemie Chemie konzervování a restaurování 1 POPIS PRAKTICKÉHO CVIČENÍ. 1.
PROTOKOL č. C2858c Masarykova univerzita PF Ústav chemie Chemie konzervování a restaurování Předmět: Znehodnocování a povrchové úpravy materiálů - cvičení Datum: Téma: Kvantifikace koroze a stanovení tolerancí
Více6. Měření veličin v mechanice tuhých a poddajných látek
6. Měření veličin v mechanice tuhých a poddajných látek Pro účely měření mechanických veličin (síla, tlak, mechanický moment, změna polohy, rychlost změny polohy, amplituda, frekvence a zrychlení mechanických
VíceVYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ VLIV TEPELNÉHO ZPRACOVÁNÍ NA STRUKTURU A MECHANICKÉ VLASTNOSTI NÁSTROJOVÝCH OCELÍ
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV MATERIÁLOVÝCH VĚD A INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING INSTITUE OF MATERIALS SCIENCE AND ENGINEERING
VíceHliníkové konstrukce požární návrh
Hliníkové konstrukce požární návrh František Wald Zdeněk Sokol, 17.2.25 1 2 Obsah prezentace Úvod Teplotní vlastnosti Mechanické vlastnosti Přestup tepla do konstrukce Analýza prvků Kritická teplota Tlačené
VíceMikrovlnný senzor pro extrémní provozní podmínky
Mikrovlnný senzor pro extrémní provozní podmínky V článku je představen nový typ senzoru pro měření polohy hladiny na principu vedených mikrovlnných impulsů (TDR), který lze používat při provozním tlaku
Více10 Navrhování na účinky požáru
10 Navrhování na účinky požáru 10.1 Úvod Zásady navrhování konstrukcí jsou uvedeny v normě ČSN EN 1990[1]; zatížení konstrukcí je uvedeno v souboru norem ČSN 1991. Na tyto základní normy navazují pak jednotlivé
VícePRAKTIKUM I. Oddělení fyzikálních praktik při Kabinetu výuky obecné fyziky MFF UK. úloha č. 11 Název: Dynamická zkouška deformace látek v tlaku
Oddělení fyzikálních praktik při Kabinetu výuky obecné fyziky MFF UK PRAKTIKUM I. úloha č. 11 Název: Dynamická zkouška deformace látek v tlaku Pracoval: Jakub Michálek stud. skup. 15 dne:. dubna 009 Odevzdal
VíceNEXIS 32 rel. 3.50. Generátor fází výstavby TDA mikro
SCIA CZ, s. r. o. Slavíčkova 1a 638 00 Brno tel. 545 193 526 545 193 535 fax 545 193 533 E-mail info.brno@scia.cz www.scia.cz Systém programů pro projektování prutových a stěnodeskových konstrukcí NEXIS
Více8. Základy lomové mechaniky. Únava a lomová mechanika Pavel Hutař, Luboš Náhlík
Únava a lomová mechanika Koncentrace napětí nesingulární koncentrátor napětí singulární koncentrátor napětí 1 σ = σ + a r 2 σ max = σ 1 + 2( / ) r 0 ; σ max Nekonečný pás s eliptickým otvorem [Pook 2000]
VíceOVMT Mechanické zkoušky
Mechanické zkoušky Mechanickými zkouškami zjišťujeme chování materiálu za působení vnějších sil, tzn., že zkoumáme jeho mechanické vlastnosti. Některé mechanické vlastnosti materiálu vyjadřují jeho odpor
VícePOVRCHOVÉ VYTVRZENÍ PM NÁSTROJOVÉ OCELI LEGOVANÉ NIOBEM PLAZMOVOU NITRIDACÍ SURFACE HARDENING OF NIOBIUM-CONTAINING PM TOOL STEEL BY PLASMA NITRIDING
POVRCHOVÉ VYTVRZENÍ PM NÁSTROJOVÉ OCELI LEGOVANÉ NIOBEM PLAZMOVOU NITRIDACÍ SURFACE HARDENING OF NIOBIUM-CONTAINING PM TOOL STEEL BY PLASMA NITRIDING P. Novák, D. Vojtech, J. Šerák Ústav kovových materiálu
VíceZÁKLADY DEGRADAČNÍCH PROCESŮ
Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava ZÁKLADY DEGRADAČNÍCH PROCESŮ (název předmětu, studijní opory) učební text / scénáře / testy Stanislav Lasek Ostrava 2013 Recenze: Ing. Martin Kraus, Ph.D.
VíceStrana: 1/7 Nahrazuje: FK 008 ze dne 01.02.2015 Vypracoval: Jiří Hoffmann Vydání: 5 Schválil dne: 01.08.2015 František Klípa
Strana: 1/7 1. VŠEOBECNĚ 1.1 Rozsah platnosti (1) Tato technická specifikace platí pro výrobu, kontrolu, dopravu, skladování a objednávání za studena tvářených drátů pro výztuž do betonu ozn. B500A-G,
VíceVYUŽITÍ DYNAMICKÝCH MODELŮ OCELÍ V SIMULAČNÍM SOFTWARE PRO TVÁŘENÍ
VYUŽITÍ DYNAMICKÝCH MODELŮ OCELÍ V SIMULAČNÍM SOFTWARE PRO TVÁŘENÍ APPLICATION OF DYNAMIC MODELS OF STEELS IN SIMULATION SOFTWARE FOR MATAL FORMING Milan Forejt a, Zbyněk Pernica b, Dalibor Krásny c Brno
VícePROBABILISTIC LIFETIME ASSESSMENT OF THE HIGH PRESSURE STEAM PIPING
National Conference with International Participation ENGINEERING MECHANICS 2001 Svratka, Czech Republic, May 14 17, 2001 PROBABILISTIC LIFETIME ASSESSMENT OF THE HIGH PRESSURE STEAM PIPING Ondřej Bielak,
VíceKONSTRUKČNÍ MATERIÁLY A JEJICH VLASTNOSTI Z HLEDISKA LOMOVÉ MECHANIKY STRUCTURAL MATERIALS AND THEIR PROPERTIES FROM FRACTURE MECHANICS POINT OF VIEW
KONSTRUKČNÍ MATERIÁLY A JEJICH VLASTNOSTI Z HLEDISKA LOMOVÉ MECHANIKY STRUCTURAL MATERIALS AND THEIR PROPERTIES FROM FRACTURE MECHANICS POINT OF VIEW Kunz, J. Katedra materiálů, Fakulta jaderná a fyzikálně
VíceRadek Knoflíček 45. KLÍČOVÁ SLOVA: Hydraulický lis, hydropneumatický akumulátor, mezní stav konstrukce, porucha stroje.
STANOVENÍ PŘÍČIN ROZTRŽENÍ HYDROPNEUMATICKÉHO AKUMULÁTORU HYDRAULICKÉHO LISU LISOVACÍ LINKY CAUSE EXPLOSION DETERMINATION OF HYDROPNEUMATIC ACCUMULATOR OF COACHWORK PRESS MACHINE OF MOLDING LINE ABSTRAKT:
VíceSENDVIČOVÉ KONSTRUKCE Zdeněk Padovec
SENDVIČOVÉ KONSTRUKCE Zdeněk Padovec Sendviče ohybově namáhané konstrukce úspora hmotnosti potahy (skiny) namáhané na ohyb, jádro (core) namáhané smykem analogiekiprofilu 20.4.2015 MECHANIKA KOMPOZITNÍCH
VíceVýztužné oceli a jejich spolupůsobení s betonem
Výztužné oceli a jejich spolupůsobení s betonem Na vyztužování betonových konstrukcí používáme: a) výztuž betonářskou definovanou jako vyztuž nevyvozující předpětí v betonu. Vyrábí se v různých tvarech
VícePOSOUZENÍ PROVOZNÍ BEZPEČNOSTI STROMŮ A
POSOUZENÍ PROVOZNÍ BEZPEČNOSTI STROMŮ A NÁVRH OŠETŘENÍ ZADAVATEL: Obec Uhřice ZHOTOVITEL: Ing. Tomáš Minx, PhD. Suchý 93, 680 01 Boskovice Telefon: +420 603 313 265 Email: arbo.les@seznam.cz Číslo projektu:
VíceVYZTUŽOVÁNÍ STRUKTURY BETONU OCELOVÝMI VLÁKNY. ČVUT Fakulta stavební, katedra betonových konstrukcí a mostů, Thákurova 7, 166 29 Praha 6, ČR
VYZTUŽOVÁNÍ STRUKTURY BETONU OCELOVÝMI VLÁKNY Karel Trtík ČVUT Fakulta stavební, katedra betonových konstrukcí a mostů, Thákurova 7, 166 29 Praha 6, ČR Abstrakt Článek je zaměřen na problematiku vyztužování
VíceVýrobky válcované za tepla z jemnozrnných svařitelných konstrukčních ocelí termomechanicky válcované. Technické dodací podmínky
Výrobky válcované za tepla z jemnozrnných svařitelných konstrukčních ocelí termomechanicky válcované. Technické dodací podmínky Způsob výroby Dodací podmínky ČS E 10025 4 září 2005 Způsob výroby volí výrobce..
VíceVYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ Fakulta stavební Ústav betonových a zděných konstrukcí. Ing. Ladislav Čírtek, CSc.
VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ Fakulta stavební Ústav betonových a zděných konstrukcí Ing. Ladislav Čírtek, CSc. ŽELEZOBETONOVÉ SLOUPY S PŘEDPJATOU OCELOVOU BANDÁŽÍ RC COLUMNS WITH PRESTRESSED STEEL BANDAGE
VíceSTAVEBNÍ LÁTKY. Definice ČSN EN 206 1. Beton I. Ing. Lubomír Vítek. Ústav stavebního zkušebnictví Středisko radiační defektoskopie
Ústav stavebního zkušebnictví Středisko radiační defektoskopie STVEBNÍ LÁTKY Beton I. Ing. Lubomír Vítek Definice ČSN EN 206 1 Beton je materiál ze směsi cementu, hrubého a drobného kameniva a vody, s
VíceDLOUHODOBÁ ŽÁRUPEVNOST KOTLOVÝCH TRUBEK Z CrMoV ŽÁRUPEVNÉ OCELI SE ZVÝŠENOU ŽÁRUPEVNOSTÍ
DLOUHODOBÁ ŽÁRUPEVNOST KOTLOVÝCH TRUBEK Z CrMoV ŽÁRUPEVNÉ OCELI SE ZVÝŠENOU ŽÁRUPEVNOSTÍ Jaromír SOBOTKA VÍTKOVICE Výzkum a vývoj, spol. s r.o., Ostrava Vladimír BÍNA, Ondrej BIELAK, BiSAFE, s.r.o., Praha
VíceÚloha 6 - Návrh stropu obytné budovy
0 V 06 7:4: - 06_Tramovy_strop.sm Úloha 6 - Návrh stropu obytné budovy Zatížení a součinitele: Třída_provozu Délka_trvání_zatížení Stálé zatížení (odhad vlastní tíhy stropu): g k Užitné zatížení: Užitné
VíceMechanika hornin. Přednáška 2. Technické vlastnosti hornin a laboratorní zkoušky
Mechanika hornin Přednáška 2 Technické vlastnosti hornin a laboratorní zkoušky Mechanika hornin - přednáška 2 1 Dělení technických vlastností hornin 1. Základní popisné fyzikální vlastnosti 2. Hydrofyzikální
VíceTECHNOLOGIE LEPENÍ V AUTOMOBILOVÉM PRŮMYSLU
TECHNOLOGIE LEPENÍ V AUTOMOBILOVÉM PRŮMYSLU Základy technologie lepení V současnosti se technologie lepení stala jednou ze základních technologií spojování kovů, plastů i kombinovaných systémů materiálů
VíceMn max. P max. Mezní úchylky pro rozbor hotového výrobku % hmot. Označení oceli Pevnostní vlastnosti Zkouška rázem v ohybu
Bezešvé ocelové trubky pro tlakové nádoby a zařízení - technické dodací podmínky. Část 1 - Trubky z nelegovaných ocelí se zaručenými vlastnostmi při okolní teplotě. Způsob výroby a dodávaný stav Chemické
VíceEVALUATION OF SPECIFIC FAILURES OF SYSTEMS THIN FILM SUBSTRATE FROM SCRATCH INDENTATION IN DETAIL
DETAILNÍ STUDIUM SPECIFICKÝCH PORUŠENÍ SYSTÉMŮ TENKÁ VRSTVA SUBSTRÁT PŘI VRYPOVÉ INDENTACI EVALUATION OF SPECIFIC FAILURES OF SYSTEMS THIN FILM SUBSTRATE FROM SCRATCH INDENTATION IN DETAIL Kateřina Macháčková,
Více