ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE DISERTAČNÍ PRÁCE KŘEHKOLOMOVÉ VLASTNOSTI STAVEBNÍCH OCELÍ

Transkript

1 ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE DISERTAČNÍ PRÁCE KŘEHKOLOMOVÉ VLASTNOSTI STAVEBNÍCH OCELÍ Praha, září 2009 Ing. Aleš Jůza

2 ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE Fakulta stavební Doktorský studijní program: STAVEBNÍ INŽENÝRSTVÍ Studijní obor: Konstrukce a dopravní stavby Ing. Aleš Jůza KŘEHKOLOMOVÉ VLASTNOSTI STAVEBNÍCH OCELÍ BRITTLE FRACTURE PROPERTIES OF CONSTRUCTIONAL STEELS DISERTAČNÍ PRÁCE K ZÍSKÁNÍ AKADEMICKÉHO TITULU Ph.D. Školitel: Doc. Ing. Tomáš Rotter, CSc. Praha, září 2009

3 Poděkování Tato práce byla zpracována na Katedře ocelových a dřevěných konstrukcí ČVUT v Praze v letech 2006 až Tímto bych chtěl poděkovat všem členům katedry za vytvoření pracovních podmínek a zázemí během mého doktorského studia. Zvláště bych chtěl poděkovat svému školiteli Doc. Ing. Tomáši Rotterovi, CSc. za jeho náměty, rady, připomínky a podporu, kterou mi v průběhu mého studia poskytoval. Dále bych rád poděkoval Prof. Ing. Jiřímu Studničkovi, DrSc. a Ing. Aleši Lubasovi, Ph.D. za jejich cenné rady a připomínky. Poděkování patří též firmě Metrostav a.s. Divize 7 za poskytnutí materiálu k výrobě zkušebních těles a Doc. Ing. Václavu Mentlovi, CSc. s kolektivem z Mechanické zkušebny Škoda Výzkum s.r.o. Plzeň za pomoc při experimentální činnosti. Tato práce by se neobešla bez finančních prostředků z výzkumného grantu MSM , 1F44L/078/030 MD ČR , GAČR 103/08/H066 a interního grantu CTU V Praze, září 2009 Ing. Aleš Jůza - 2 -

4 Obsah Základní přehled použitých symbolů Úvod Současný stav problematiky Vývoj lomové mechaniky Inglisova teorie napětí Stav napjatosti v tělese Griffithova teorie lomu Lomová mechanika Lineární elastická lomová mechanika Koncept faktoru intenzity napětí Vliv a velikost plastické oblasti před čelem trhliny Vliv základních parametrů Superpozice faktoru intenzity napětí Elasto-plastická lomová mechanika J-integrál Otevření trhliny (CTOD) Lomová houževnatost Vliv materiálu Vliv teploty Vliv tloušťky Vliv rychlosti zatěžování Vliv svařování na lomovou houževnatost Stanovení lomové a vrubové houževnatosti Rychlost růstu trhlin Praktické použití, normy Shrnutí současného stavu problematiky Cíle disertace a metody jejich dosažení Experimentální část Úvod Statická lomová houževnatost Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Závěr Dynamická lomová houževnatost Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Závěr Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti Vrubová houževnatost Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě Závěr Zkoušky tvrdosti Průběhy tvrdosti v tepelně ovlivněné oblasti Zkouška tvrdosti svarového spoje Závěr Doplňující experimenty a protokoly Tahová zkouška Chemický rozbor Mikrostruktura Závěr

5 5 Teoretická část Stanovení kritické délky trhliny, resp. kritického napětí Počáteční délka trhliny Základní případ tělesa s centrální trhlinou Výpočty na základě ČSN EN Výpočet lomové houževnatosti Parametrická studie dle ČSN EN Závěr Korelační vztahy Úvod Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a dynamickou lomovou houževnatostí Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Závěr Porovnání lomové houževnatosti ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL Diskuze vstupních podmínek, výpočtu a výsledků S355J2G S460NL S355NL Porovnání statické lomové houževnatosti Porovnání dynamické lomové houževnatosti Porovnání vrubové houževnatosti Cenové srovnání Závěr Výsledky disertace Nové poznatky Přínos pro praxi Doporučení pro další zkoumání Závěr Literatura Přílohy

6 Základní přehled použitých symbolů a délka trhliny, hlavní poloosa eliptické trhliny (mm) a c kritická délka trhliny (mm) a ef efektivní délka trhliny (mm) A práce vnějších sil (J), tažnost b vedlejší poloosa eliptické trhliny (mm) B tloušťka tělesa (mm) ε obecný symbol pro relativní deformaci (mm/m) E modul pružnosti (MPa) f y, R p0,2 mez kluzu (MPa) f u, R m mez pevnosti (MPa) G hnací síla trhliny (N/m) K obecný symbol pro faktor intenzity napětí (MPa.m 1/2 ) K I faktor intenzity napětí v módu I (MPa.m 1/2 ) K C obecně lomová houževnatost (MPa.m 1/2 ) K IC základní statická lomová houževnatost vyjádřená pomocí faktoru intenzity napětí (MPa.m 1/2 ) K JC statická lomová houževnatost vypočtená z J-integrálu (MPa.m 1/2 ) K ID dynamická lomová houževnatost vyjádřená pomocí faktoru intenzity napětí (MPa.m 1/2 ) K JD dynamická lomová houževnatost vypočtená z J-integrálu (MPa.m 1/2 ) KCu2 vrubová houževnatost na tělese s U vrubem hloubky 2 mm (J, J/cm 2 ) KCv2 vrubová houževnatost na tělese s V vrubem hloubky 2 mm (J, J/cm 2 ) ν Poissonova konstanta (-) N počet cyklů (-) θ úhel, polární souřadnice (rad) r vzdálenost od středu, polární souřadnice (mm) 2r e velikost plastické zóny před čelem trhliny (mm) σ obecný symbol pro normálové napětí (MPa) σ max maximální pružné napětí (MPa) σ nom nominální napětí (MPa) T teplota (K, C) U deformační energie (J) - 5 -

7 1 Úvod První zmínky o neočekávaných haváriích ocelových konstrukcí přišly v průběhu druhé poloviny 19. století, kdy došlo k masovému rozšíření kovů do stavebnictví a strojírenství. Nedostatečné znalosti vedly k řadě havárií mostů, plynojemů, nádrží, potrubí, podvozků železničních vozidel, lodí apod. Příčina byla často v nedostatečné houževnatosti materiálu, ve výskytu vad v materiálu a špatných konstrukčních detailech. S příchodem technologie svařování, která nahradila nýtování od poloviny 20. století, se začaly objevovat další havárie způsobené křehkým lomem v místech svarových spojů konstrukce, kde dochází ke koncentraci napětí. V této době však byly konstrukce dimenzovány pouze podle hodnoty statické pevnosti v tahu. Vlivem nedokonalé technologie svařování se zhoršovala houževnatost materiálu a tak riziko havárií narůstalo, zvláště při nízkých teplotách. Po sérii havárií nákladních a tankových lodí se ukázalo, že hlavním faktorem je vedle nevhodných konstrukčních detailů i nízká kvalita použité oceli. Pro odstranění tohoto rizika se zpřísnily požadavky na výběr materiálu, dále se zdokonalovala technologie svařování a postupně byly vyvíjeny kvalitnější jemnozrnné oceli. Později se svařované detaily dynamicky namáhaných konstrukcí začaly navíc defektoskopicky kontrolovat. Neustálý vývoj konstrukcí vyžaduje lehčí a subtilnější stavby i s využitím ocelí vyšších pevností, které by byly při zachování stávající technologie výroby křehčí, a tak stále narůstá důležitost správné volby materiálu s ohledem na riziko náhlého porušení konstrukce křehkým lomem [21]

8 2 Současný stav problematiky Náhlé porušení stavební konstrukce křehkým lomem bývá často finálním stádiem únavového procesu. Únavový proces je znám již delší dobu a při návrhu konstrukcí se běžně používá tzv. Wöhlerovský přístup. Posouzení konstrukčního detailu spočívá ve vztahu mezi velikostí rozkmitu napětí a počtu cyklů do porušení. Tato závislost je znázorněna pomocí únavové křivky, tzv. S-N křivky, viz obr. 1. Pokud opakované napětí nepřekročí hranici Δσ e, tzv. mez únavy, nedochází k porušení namáhaného prvku ani při nekonečném počtu cyklů. Obr. 1 S-N křivka Zásadní nevýhodou tohoto přístupu je, že hodnotí všechna stádia únavového procesu dohromady. Tedy zahrnuje iniciaci únavové trhliny i její šíření až do kritické délky zakončené křehkým lomem. Neurčuje, kolik cyklů kterému stádiu přísluší. Tímto přístupem nelze určit kritickou délku trhliny resp. kritické napětí na konstrukci s již existující trhlinou s ohledem na ostatní vnější vlivy, jako např. teplota. Nelze ani kvalifikovaně určit zbytkovou životnost takovéto konstrukce. Základní materiál se hodnotí již po několik desetiletí pomocí tranzitního přístupu. Tento přístup k hodnocení odolnosti materiálů a konstrukcí proti porušení křehkým lomem vychází ze znalosti tranzitního chování konstrukčních materiálů a následného požadavku, aby konkrétní konstrukce pracovala při teplotách, které leží v oblasti nad tranzitní teplotou, tedy v oblasti, kde převažuje tendence daného materiálu porušovat se houževnatým lomem [22]. Běžně se jako kritérium používá teplota T 50, kdy lomové plochy zkušebních těles vykazují právě 50% houževnatého lomu. Provozní teplota konstrukce pak musí být vyšší než T 50, která ještě bývá posunuta o bezpečnost, např. T C, viz obr. 2. Obr. 2 Tranzitní přístup - 7 -

9 Tato metoda vychází z experimentů na Charpyho kladivu, tedy s relativně malými zkušebními tělesy. Pro větší tloušťky materiálu nastávají komplikace s přenositelností výsledků, případně je nutné použít jiná zkušební zařízení pro vzorky se skutečnými rozměry. Také tento přístup nelze aplikovat na materiály bez tranzitního chování, např. austenitické oceli nebo některé vysokopevnostní oceli. Dnes je nejmodernějším přístupem k analýze únavy a křehkého porušení kovů obor zvaný lomová mechanika. Zabývá se růstem trhliny z již dříve existujícího zárodku a záměrem je vypočítat opakující se intenzitu napětí na špici trhliny, stanovit rychlost jejího šíření a její kritickou délku [1]. 2.1 Vývoj lomové mechaniky Koncem 19. století byl přijat názor, že trhlina má vliv na strukturní pevnost, ale podstata tohoto jevu známa nebyla. V roce 1913 Inglis publikoval analytické formulace napětí v blízkosti čela eliptické trhliny v desce. Zjistil, že nezáleží jen na délce trhliny, ale i na poloměru čela trhliny [2]. Základní myšlenky lze připsat teoretickým výpočtům lomu skla, které formuloval roku 1920 Griffith. Na křehký lom pohlíží jako na problém energetické rovnováhy, kde porovnává energetickou ztrátu napětí při lomu s povrchovou energií nově vznikajícího povrchu [3]. Dlouhou dobu nebylo možno Griffithovu teorii aplikovat na kovy, které vykazují značné plastické chování. Až v roce 1948 sestavili Irwin a Orowan energetický model, který popisuje disipaci energie vlivem vytvoření a pohybu dislokací před čelem trhliny, tedy aplikovatelný i na kovové materiály. V roce 1957 Irwin uveřejnil teorii faktoru intenzity napětí a dal tak vzniknout dnešní podobě oboru lomové mechaniky. Byl definován faktor intenzity napětí K a s ním přijata i lineárně elastická lomová mechanika (LELM). Později v roce 1960 Paris a jeho spolupracovníci aplikovali principy lineární lomové mechaniky na šíření únavových trhlin. Výsledky lineární elastické lomové mechaniky však nejsou platné, když lomu předchází značná plastická deformace. V roce 1968 Rice vypracoval zjednodušenou analýzu formování plastické oblasti na čele trhliny, kde rozšířil dosavadní teorii chování trhlin o vznik velké plastické oblasti před čelem trhliny a metodiku výpočtu definováním J-integrálu [4], čímž vytvořil základ elasto-plastické lomové mechaniky (EPLM). V následujících desetiletích vývoj přinesl další zdokonalení výpočtů namáhání těles s trhlinami a metod vyšetření křehkolomových vlastností Inglisova teorie napětí Po mnoho let se předpokládalo rovnoměrné rozložení normálového napětí po průřezu hladké tyče namáhané tahem. Byly však již také známy efekty, které vyvolají otvory, rýhy nebo ostré rohy, ale nebylo známo jak v jejich blízkosti vzroste lokální napětí oproti nominálnímu napětí. Tento lokální nárůst napětí je znázorněn na obr. 3, kde trajektorie představují tok napětí okolo nepravidelnosti v průřezu. Zhuštění trajektorií okolo nepravidelnosti závisí na její geometrii, tedy ostrosti vrubu. Takto vzniklé lokální napětí může obsahovat podélné i příčné složky a může dojít i k dvouosé napjatosti [5]

10 Obr. 3 Trajektorie napětí Jedno z prvních zkoumání v oblasti modelování geometrických nespojitostí a defektů provedl Inglis z Cambridgeské univerzity [6]. Jeho teoretické analýzy vyústily v návrh vzorce pro výpočet lokálních napětí v okolí eliptického otvoru s rozumnou přesností výsledků. a σ + max = σ 1 2 (1) b kde σ max je největší pružné napětí na čele otvoru, σ je nominální napětí, a je hlavní a b vedlejší poloosa eliptické trhliny. Pokud b je velmi malé v porovnání s a, výrazně se zvýší koncentrace napětí, jak je uvedeno na obr. 4. Pro poměr b/a blížící se k nule použijeme termín ostrá trhlina, jejíž poloměr zakřivení v kořeni trhliny je v molekulárních dimenzích. Hodnota σ max pak dle vztahu (1) roste do nekonečna. V takovýchto případech nelze tuto rovnici aplikovat v praxi. Proto byly vyvinuty metody na zjišťování součinitele koncentrace napětí α s jejichž pomocí může být řešena téměř každá návrhová situace [7], [8] nebo [9]. Obr. 4 Nárůst napětí v blízkosti vrubu - 9 -

11 2.1.2 Stav napjatosti v tělese Lze předpokládat, že na čele trhliny vznikne dvouosá napjatost. Tento stav označujeme jako rovinná napjatost (RN) a nastává, pokud jedno ze tří hlavních napětí je nulové (běžně napětí v příčném směru, tedy rovnoběžně s osou Z). Rovinná napjatost se tedy vyskytuje např. u tenkých plechů. Pojem rovinná deformace (RD) se používá v případech kdy okolní materiál nedovolí příčné zkrácení vlivem namáhání a tím vzniká velké napětí napříč tloušťkou prvku. Vznikne tak trojosá napjatost, která se vyskytuje např. u tlustých plechů. Závislost mezi napětími a deformacemi lze zapsat matematicky [1]: (RN) (RD) ε ε z z σ σ x y = ν ν tedy σ z = 0 (2) E E σ z E σ x y = ν ν tedy σ z ν ( σ x + σ y ) E σ E = když ε = 0 (3) z kde E je modul pružnosti a ν je Poissonova konstanta Griffithova teorie lomu Je zřejmé, že lokální napětí na špici trhliny pro případ b 0 je σ max, nemůže být jediným kritériem lomu. Griffith byl první, kdo zformuloval teorii lomu týkající se specifických podmínek, za kterých se malá, ostrá trhlina v namáhaném tělese začne nestabilně šířit [10]. Tento přístup nebyl založen na klasickém pojetí veličin síly a napětí, ale na energetické bilanci. Tuto bilanci bral jako mechanismus přeměny napětí na energii lomu. Takový mechanismus je v případě stabilního lomu závislý na kontinuálním přísunu energie, jinak se šíření trhliny zastaví. Griffith předpokládal, že počátek lomu v ideálně křehkém materiálu nastane, když elastická energie na špici trhliny je větší nebo rovna energii potřebné k vytvoření nového povrchu [11], [12]. Tuto analýzu založil na modelu s eliptickým výřezem o délce 2a s velmi ostrým poloměrem, viz obr. 5. Obr. 5 Griffithova trhlina

12 Později bylo na několika příkladech ukázáno, že Griffithův matematický model lze zjednodušit. Hlavní myšlenkou je spočítat energii v rovnoměrně napjatém plechu bez trhliny a pak odhadnout energii uvolněnou trhlinou o délce 2a vloženou do plechu. Rozdíl těchto dvou energií v závislosti na délce trhliny je znázorněn na obr. 6. Křivka (A) představuje pozitivní přísun energie a křivka (B) negativní množství uvolněné energie. Obr. 6 Závislost energie na délce trhliny Pozitivní energetický přísun, který se mění lineárně s délkou trhliny, je potřebný pro porušení atomových vazeb, čímž vzniká nový povrch trhliny. Pro uvolněnou negativní energii se předpokládá, že roste s kvadrátem délky trhliny. Pokud označíme rychlost uvolňování energie (hnací sílu trhliny) jako G a rovnoměrné pole napětí jako σ, dostaneme základní rovnici pro pružné pole napětí v souladu s Griffithovou teorií [11]. Levá strana rovnice obsahuje materiálové charakteristiky a pravá strana představuje podmínky zatížení a geometrii. ( ) 1/ 2 ( a ) 1/ 2 (RN) GE = σ π (4) ( ) 1/ 2 ( ) 1/ 2 ( ) 1/ 2 2 (RD) GE = σ πa 1 ν (5) kde G je hnací síla trhliny, E je modul pružnosti a ν je Poissonova konstanta. Taková délka trhliny a, která splní rovnost pravé a levé strany rovnice (4) nebo (5) se označuje jako kritická délka trhliny a c. Trhlina kratší nebo rovna a c by se za běžných podmínek neměla šířit a delší trhlina se bude pravděpodobně samovolně šířit bez dodávání další energie. 2.2 Lomová mechanika Lomová mechanika využívá metody spojené s analýzou napětí. Jedná se o metody, které vyšetřují pole napětí na čele trhliny z napětí působícího v okolních bodech, tedy ze zatížení aplikovaného na konstrukci

13 2.2.1 Lineární elastická lomová mechanika Metody lineární elastické lomové mechaniky (LELM) jsou platné pro pružný materiál. Lze je použít pro stanovení kritického napětí nebo kritické délky trhliny. Průběh napětí v blízkosti čela trhliny je na obr. 7, kde r a θ značí polární souřadnice vyšetřovaného bodu. V těsné blízkosti čela trhliny se teoretické napětí blíží k nekonečnu. Obr. 7 Průběh napětí v blízkosti čela trhliny Pro výpočet kritického napětí nebo kritické délky trhliny je třeba stanovit kritérium, kdy dojde k nestabilnímu šíření trhliny. K tomu dojde, pokud je splněna následující podmínka: X > X C (6) kde X je veličina vyjadřující působící zatížení a X C je veličina vyjadřující odpor materiálu proti šíření trhliny, běžně lomová houževnatost Koncept faktoru intenzity napětí Později po formulaci Griffithovy teorie lomu pro velmi křehký materiál, Irwin [12] a Orowan [13] navrhli úpravu, aby tato teorie zahrnovala i kovy vykazující plastické chování. Základ této úpravy spočívá v myšlence, že odpor proti otevírání trhliny je kombinací pružné povrchové energie a plastické energie napětí [14]. Protože rovnice (4) a (5) obsahují člen σ(πa) 1/2 reprezentující intenzitu pole napětí na špici trhliny, musí zde být souvislost mezi veličinou vyjadřující intenzitu napětí a souvisejícími materiálovými vlastnostmi. Tato veličina označuje specifickou zónu v blízkosti čela trhliny. V roce 1957 Irwin popsal napjatost v těsném okolí čela trhliny jako faktor intenzity napětí K (obr. 8), kde příslušná napětí jsou vyjádřena rovnicemi: K θ θ 3θ σ x = cos 1 sin sin 2πr (7) K θ θ 3θ σ y = cos 1 + sin sin 2πr (8)

14 θ θ 3θ τ = K xy cos sin cos 2πr (9) kde r a θ jsou polární souřadnice. Obr. 8 Zóna faktoru intenzity napětí Index faktoru intenzity napětí K, tzv. mód, se označuje římskými číslicemi I, II a III, které odpovídají způsobu namáhání podle obr. 9. Faktor intenzity napětí K I vyjadřuje tahový mód, K II se používá pro smykový mód a K III značí antirovinný smykový mód. Obr. 9 Způsoby namáhání

15 Nejčastějším způsobem namáhání je tahový mód, který zahrnuje asi 98% všech běžných návrhových situací. S touto znalostí je možné odhadnout velikost faktoru intenzity napětí na špici trhliny [5]: ( ) 1/ 2 (RN) K I = GE (10) (RD) K I GE = 2 1 ν 1/ 2 (11) kde G je hnací síla trhliny, E značí modul pružnosti a ν je Poissonova konstanta. Z porovnání rovnic (10) a (11) vyplývá, že odolnost proti lomu bude vyšší při rovinné napjatosti než při rovinné deformaci. Obecně lze zapsat Irwinem definovaný faktor intenzity napětí K pro aplikované pole napětí: I K I ( ) 1/ 2 ( ) = σ πa f g (12) kde f(g) je tvarová funkce pro různé tvary trhliny a způsob vnějšího zatížení. Při pohledu na základy lomové mechaniky je nutné zdůraznit, že parametr K, představující hnací sílu trhliny, lze získat analytickými metodami [11], stále rozšířenějšími počítačovými modely pomocí metody konečných prvků nebo experimentálně [15]. Z výpočetních modelů je výstižnější analytické řešení, ale bývá velmi náročné a lze použít jen pro jednoduché geometrické podmínky Vliv a velikost plastické oblasti před čelem trhliny K popisu napjatosti v okolí čela trhliny se běžně používá faktor intenzity napětí. V praxi pro kovy nelze připustit na čele trhliny nekonečné napětí. Předpokládáme proto, že vznikne malá plastická oblast ve tvaru kruhu, na obr. 10, nebo klínu, na obr. 11, před čelem trhliny a v ní je maximální napětí omezeno hodnotou meze kluzu f y. Obr. 10 Kruhová plastická oblast na čele trhliny

16 Obr. 11 Klínová plastická oblast na čele trhliny Velikost takovéto plastické oblasti lze pro monotónní zatížení odhadnout jako [1]: (RN) 2r e 1 2 K = π f I y 2 (13) (RD) 2r e = 2 1 3π K f I y 2 (14) Tento předpoklad umožňuje použít koncepci faktoru intenzity napětí i v případech, kdy materiál není dokonale křehký, ale dochází k malé lokální plastifikaci (tzv. small scale yielding). Tedy za předpokladu, že velikost plastické oblasti před čelem trhliny je výrazně menší než velikost zbytku tělesa, viz obr. 12. Obr. 12 Malá plastická zóna Za těchto podmínek lze použít koncepci faktoru intenzity napětí, ale je třeba počítat s efektivní délkou trhliny: a = a + (15) ef r e Přesnější určení tvaru a velikosti plastické zóny na čele trhliny pro tahový mód namáhání umožňuje základní podmínka plasticity Huber-Mises-Hencky, na obr. 13, nebo Trescova podmínka, na obr

17 Obr. 13 Plastická zóna (Huber-Mises-Hencky) Obr. 14 Plastická zóna (Tresca) Plastická zóna před čelem trhliny po celé tloušťce tělesa B má tvar tzv. psí kosti (dog-bone), viz obr. 15, za předpokladu konstantního faktoru intenzity napětí ve směru délky trhliny a stavu rovinné deformace uvnitř tělesa a rovinné napjatosti na okrajích tělesa. Aby tato kritéria platila, musí být splněna podmínka minimální tloušťky tělesa (16), která zaručuje dominantní stav rovinné deformace [23]. 2 2,5 K IC B > (16) f y kde K IC je základní lomová houževnatost materiálu a f y mez kluzu

18 Analytické rovnice tvaru plastické oblasti podle podmínky plasticity Huber-Mises-Hencky: 1 K 3 2r e θ = 1 + sin θ + cosθ (17) 4π f y 2 (RN) ( ) I K 3 2r e θ = sin θ + 1 2ν 1+ cosθ ) (18) 4π f y 2 (RD) ( ) I 2 2 ( ) ( Obr. 15 Plastická zóna po tloušťce tělesa (tzv. dog-bone) Vliv základních parametrů Základ celého přínosu Irwina je v tom, že délka a tvar existující trhliny mohou být návrhovými parametry, pokud budeme znát pole napětí od zatížení a houževnatost materiálu. Pak je možné s rozumnou pravděpodobností určit kritickou délku trhliny, pod kterou by se trhlina měla za běžných provozních podmínek šířit stabilně. Důležité je, že změnou houževnatosti se významně změní kritická délka trhliny a c. Pro nekonečné těleso lze tuto podmínku matematicky zapsat jako: 2 1 K IC a c = (19) π σ kde σ je napětí od vnějšího zatížení a K IC je základní lomová houževnatost materiálu

19 Superpozice faktoru intenzity napětí Pokud pracujeme s lineární elastickou lomovou mechanikou, intenzity napětí od jednotlivých částí zatížení mohou být sečteny dohromady, za předpokladu, že je stejný i způsob jejich zatížení. Složité zatížení tak lze rozložit na několik jednoduchých zatěžovacích situací, viz (20), a vyřešit složité návrhové situace za pomoci jednoduchých výrazů pro faktor intenzity napětí. Takto lze například rozložit problém prutu zatíženého zároveň několika vnějšími zatíženími a zbytkovým napětím od výroby či svařování. Pro různá obecná zatížení současně působící tedy platí: ( F ) = K ( A) + K ( B) + K ( C) +... K I I I I (20) kde F je součet jednotlivých zatížení A, B, C Elasto-plastická lomová mechanika Pro houževnaté materiály nelze použít metody lineární elastické lomové mechaniky, protože obvykle u takových materiálů před závěrečnou ztrátou stability probíhá pomalý a stabilní růst trhliny. Vzniklá plastická oblast může zasahovat přes celou zbytkovou šířku tělesa, viz obr. 16 (tzv. large scale yielding), a tak pro hodnocení kritérií stability trhliny musíme použít metody elasto-plastické lomové mechaniky (EPLM) založené na základě energetické bilance. Obr. 16 Velká plastická oblast Plastického chování materiálu lze popsat pomocí koncepce hnací síly, která je založena na využití energetického kritéria. Pomocí obecného vztahu (22) je vyjádřena celková energetická bilance tělesa s trhlinou při zatížení vnějšími silami [17]. W = A + U + v W y (22) kde W v je celková volná energie tělesa, A je práce vnějších sil, U je deformační energie, W y je disipační (potenciální) energie trhliny, která je závislá na délce trhliny, tloušťce tělesa, velikosti lomové plochy vytvořené šířící se trhlinou a specifické energii trhliny. Pokud celková volná energie tělesa s trhlinou dosáhne svého maxima, dojde ke ztrátě stability trhliny a ta se začne šířit. Rovnici (22) lze zapsat v diferenciálním tvaru podle přírůstku délky trhliny:

20 ( A U ) a Wy = a (23) U elasto-plastických materiálů závěrečné ztrátě stability předchází pomalý stabilní nárůst trhliny, který je provázen nárůstem odporu proti jejímu šíření, resp. veličiny X C [17]. Zobecněním rovnice (23) získáme podmínku, při jejímž splnění se trhlina stává nestabilní: X a X C > a (24) kde veličina X představuje např. hnací sílu trhliny a veličina X C je např. lomová energie v závislosti na způsobu určení křehkolomových veličin. Kombinací rovnic (6) a (24) jsou při plastickém chování materiálu dány podmínky za jakých se trhlina nešíří nebo je její nárůst stabilní J-integrál J-integrál je křivkový integrál kolem čela trhliny představující míru uvolnění energie na jednotku plochy. Jeho hlavní výhodou je, že jej lze aplikovat na materiály s lineárním i nelineárním chováním a je nezávislý na velikosti tělesa, délce trhliny i integrační cestě. Je definován jako: J ui = Wdy Ti ds (25) x Γ kde W je hustota deformační energie, T i jsou složky vektoru tahové síly kolmé na hranici Γ a u i jsou složky vektoru posunu znázorněné na obr. 17. Obr. 17 Křivkový integrál

21 Rice [4] prokázal, že J-integrál vyjadřuje změnu potenciální energie tělesa (A-U) v závislosti na délce trhliny a: J ( A U ) = (26) a V případě lineárně elastického chování materiálu je J-integrál shodný s hnací silou trhliny G. Pokud tato hnací síla G je menší než lomová houževnatost G C, pak se předpokládá nulové nebo stabilní šíření trhliny. Za stejného předpokladu je možné použít vztah pro převod mezi faktorem intenzity napětí K I a J-integrálem: (RN) J 2 I K = G = (27) E 2 K I 2 (RD) J = G = ( 1 ν ) (28) E Podmínka nulového nebo stabilního nárůstu trhliny tak vznikne dosazením hodnot J a J C, které představuje houževnatost materiálu vyjádřenou J-integrálem, do rovnic (6) a v případě plastického chování materiálu i do rovnice (24) Otevření trhliny (CTOD) Základem metody (CTOD crack tip opening displacement) je rozevírání líců trhliny při jejím šíření. Typicky se používá těleso zobrazené na obr. 18, které dovoluje měřit rozevření trhliny Δ jak při elasto-plastických, tak i plně plastických deformacích. Při experimentu je měřena závislost síly F na rozevření Δ. Obr. 18 Základní CTOD model Za použití detailnějšího modelu zahrnujícího plasticitu na čele trhliny, viz obr. 19, je možné odvodit velikost δ, které je přímým vyjádřením veličiny CTOD

22 Obr. 19 Model zahrnující plasticitu na čele trhliny Výpočet veličiny CTOD z modelu na obr. 19: 8af y πσ CTOD = δ = ln sec (29) πe 2 f y kde a je polovina skutečné délky trhliny, σ je nominální napětí od vnějšího zatížení, f y je mez kluzu a E je modul pružnosti materiálu. Pokud je splněn předpoklad lineárně elastického chování, je možné použít vztah pro převod mezi faktorem intenzity napětí K I a CTOD. 2 K I CTOD = (30) f E y Podmínka nulového nebo stabilního nárůstu trhliny pak opět vznikne dosazením hodnot CTOD a CTOD C, vyjadřující zde houževnatost pomocí limitního rozevření, do rovnic (6) a v případě plastického chování materiálu i (24)

23 2.3 Lomová houževnatost Konstrukční oceli se mohou porušit křehce nebo houževnatě. Způsob porušení závisí na lomové houževnatosti oceli K C. Ta se odvíjí především od chemického složení a způsobu výroby, od provozní teploty, míry omezení plastické deformace, resp. tloušťky materiálu, a rychlosti zatěžování. Houževnatost je v podstatě měřítkem schopnosti materiálu absorbovat energii v blízkosti ostrého vrubu [1]. Konkrétní hodnoty lomové houževnatosti pro danou značku oceli v závislosti na teplotě, tloušťce materiálu a rychlosti zatěžování známé nejsou Vliv materiálu S rozdílným chemickým složením materiálu se mění lomová houževnatost. Ale i pro jednu značku oceli se může lišit, dokonce mnohem výrazněji, než ostatní mechanické vlastnosti. Hodnota lomové houževnatosti závisí na tavbě, způsobu a směru válcování a na technologii výroby ocelové konstrukce, například svařování, kdy se v okolí svaru formuje mikrostruktura materiálu. U válcovaných profilů a plechů rozhoduje i směr šíření trhliny vzhledem ke směru válcování, rozdíl může být až několik desítek procent. Lomová houževnatost významně závisí na jakosti oceli Vliv teploty Dalším významným faktorem ovlivňujícím lomovou houževnatost je teplota. Se vzrůstající teplotou T za podmínek rovinné napjatosti při konstantní rychlosti zatěžování roste i hodnota lomové houževnatosti. Rychlost tohoto nárůstu není konstantní, ale zvětšuje se až do teploty T U, tzv. horní prahové teploty, viz obr. 20. Obr. 20 Závislost lomové houževnatosti K C na teplotě T

24 Nárůst lomové houževnatosti lze rozdělit na čtyři stádia. Zpočátku, při nízkých teplotách, hodnota K C stoupá velmi pomalu a lomová plocha vykazuje známky křehkého porušení. Ve druhém stádiu je nárůst hodnot rychlejší a lomová plocha vykazuje vedle křehkého porušení i nepatrné části houževnatého porušení. Ve třetím stádiu označovaném jako tranzitní oblast dochází k prudkému nárůstu hodnot, kde se vyskytuje i stabilní houževnaté šíření trhliny. Poslední stádium představuje horní mez, kdy už výsledné hodnoty téměř nerostou a zkoušený prvek je porušen houževnatě Vliv tloušťky S nárůstem tloušťky tělesa B dochází k vyššímu stupni omezení deformace v okolí čela trhliny a s tím klesá lomová houževnatost až dosáhne hodnoty K IC, která vyjadřuje základní lomovou houževnatost materiálu při nejtěžších podmínkách prostorové napjatosti, tedy ve stavu rovinné deformace, viz obr. 21. Obr. 21 Závislost lomové houževnatosti K C na tloušťce materiálu B Tento jev vyplývá z rovnic (17) a (18). Vysvětlit lze tak, že se zvětšující se tloušťkou tělesa klesá podíl materiálu ve stavu rovinné napjatosti, při kterém je umožněn rozvoj plastické deformace na povrchu tělesa, a stoupá podíl materiálu ve stavu rovinné deformace uvnitř tělesa, jak je také znázorněno na obr Vliv rychlosti zatěžování Rychlost zatěžování se projevuje tak, že s jejím nárůstem dochází k poklesu lomové houževnatosti oceli za předpokladu konstantní teploty T, viz obr. 22. Důvodem je, že při velké rychlosti zatěžování nestačí dojít k plastifikaci materiálu na špici trhliny. Dynamické zatížení lze v tomto smyslu definovat jako takové zatížení, u kterého dojde k lomu za méně než 0,01s od začátku zatěžování. Pokud k lomu dojde za déle než 1s, lze zatížení považovat za kvazi-statické

25 Obr. 22 Závislost lomové houževnatosti K C na rychlosti zatěžování za teploty T Pokles lomové houževnatosti v závislosti na rychlosti zatěžování je ovlivněn i teplotou, kdy při velmi nízkých teplotách materiál ztrácí schopnost plastifikace a proto hodnota lomové houževnatosti už dále s rostoucí rychlostí zatěžování neklesá Vliv svařování na lomovou houževnatost Jak již bylo dříve zmíněno, oceli používané ve stavebnictví musí mít kromě pevnosti a tažnosti i dostatečnou vrubovou resp. lomovou houževnatost, zvláště pro dynamicky namáhané svařované konstrukce. V důsledku přechodu tepla ze svaru do základního materiálu v průběhu svařování se vytvoří tepelně ovlivněná oblast, jejíž mikrostruktura se liší od základního materiálu. V rámci tepelně ovlivněné oblasti jsou nejvíce ohroženy části s hrubými zrny, které se nacházejí velmi blízko samotného spoje, v tzv. lokální křehké oblasti. Při vícevrstvém svařování se tato lokální křehká oblast může dále měnit díky opakovanému přechodu vysokých teplot a vykazuje velmi složitou mikrostrukturu. Ta pramení z komplikované tepelné historie a proto není reálně možné odhadnout její lomovou houževnatost. Stupeň zkřehnutí závisí především na materiálových vlastnostech a podmínkách svařování. Obecně u jednovrstvých svarů dochází snáze k vytvoření lokální křehké oblasti a tato oblast pak zásadně ovlivňuje lomovou houževnatost v blízkosti svaru. Hlavní vliv na mechanické vlastnosti oceli mají: železo Fe a uhlík C. Konstrukční oceli obsahují uhlík maximálně do 2,0% hmotnosti, běžně pro stavební konstrukce kolem 0,2% hmotnosti. Vztah mezi těmito prvky je znázorněn bilineárním rovnovážným diagramem Fe-C, viz obr. 23, v závislosti na teplotě a procentuálním zastoupením hmotnosti uhlíku [20], [24]

26 Obr. 23 Fe-C diagram Rovnovážný diagram Fe-C obsahuje následující pevné fáze: γ-austenit vyskytuje se při vyšších teplotách, kubicky plošně centrovaná mřížka schopná pojmout až 2% uhlíku. α-ferit vyskytuje se při pokojových teplotách, kubicky prostorově centrovaná mřížka schopná pojmout pouze kolem 0,02% uhlíku. δ-ferit vyskytuje se při teplotách těsně pod bodem tání železa, kubicky prostorově centrovaná mřížka schopná pojmout pouze kolem 0,08% uhlíku. Fe 3 C-Cementit na rozdíl od austenitu a feritu je velmi tvrdý a křehký, což je dáno jeho vysokým obsahem uhlíku 6,7%. Chladnutím austenitu ocel přechází na směs feritu a cementitu. Struktura střídavých vrstev feritu a cementitu v jednom zrnu se nazývá perlit. Tloušťka jednotlivých vrstev je závislá na rychlosti ochlazování. Rychlejší ochlazení vede k vytvoření tenkých vrstev, které jsou blízko u sebe, zatímco pomalé ochlazení vytvoří mnohem hrubší strukturu s malou houževnatostí. Pokud je ochlazení velmi rychlé, nestihne se vytvořit jemná struktura perlitu, ale vznikne velmi tvrdá nepravidelná struktura martensitu v podobě různě směrovaných tenkých jehliček. Obsah uhlíku a tepelné úpravy zásadně ovlivňují strukturu a tím i mechanické vlastnosti oceli. Při odstraňování zbytkových pnutí nebo pro odstranění tvrdé martensitické struktury se používá žíhání, tedy opětovné zahřátí oceli na předepsanou teplotu s řízeným chladnutím. Vážným tepelným zásahem do mikrostruktury oceli je i její svařování a následné chladnutí. Při svařování dochází ke spojování svařovaného a přídavného materiálu při jeho ohřevu. Velká rychlost zahřátí, vysoká dosažená teplota a následné rychlé ochlazení způsobují značné změny v rovnovážném diagramu Fe-C. Samotný svar vznikne krystalizací roztaveného kovu a v jeho blízkosti se vytvoří tepelně ovlivněná oblast, která nebyla roztavena, ale její struktura a vlastnosti se změnily díky vysoké působící teplotě. Tyto změny v mikrostruktuře po svařování oceli jsou znázorněny na obr. 24. Všeobecně se tak předpokládá, že tepelně ovlivněná oblast v těsné blízkosti svaru má horší křehkolomové vlastnosti díky zbytkovým pnutím, ovlivněním mikrostruktury a možnosti vzniku defektů. Proto se v některých případech místa svarových spojů dodatečně tepelně upravují žíháním [25]

27 Obr. 24 Tepelně ovlivněná oblast Struktura zrn z obr. 25 v blízkosti jednovrstvého svaru je znázorněna na obr. 24. Pokud je svařování vícevrstvé, dochází k opakovaným proměnám teplot v jednotlivých místech průřezu a tím i k dalším změnám v mikrostruktuře tepelně ovlivněné oblasti [26]. Obr. 25 Mikrostruktura zrn a) Směs zrn feritu a perlitu. Teplota pod hranicí A1, mikrostruktura se výrazně nemění. b) Perlit se přeměňuje na austenit, ale teplota není dostatečná k překonání hranice A3, jen některá zrna jsou přeměněna. Při chladnutí se normalizují pouze transformovaná zrna. c) Teplota mírně přesáhne hranici A3 a dojde k plné přeměně na austenit. Při chladnutí jsou všechna zrna normalizována. d) Zásadně je překročena teplotní hranice A3 a zrna mohou růst. Při chladnutí dojde ke vzniku feritu na kraji zrn a perlitu uvnitř jednotlivých zrn. Tato hrubá zrna jsou náchylná k vytvoření tvrdé a křehké struktury v závislosti na rychlosti chladnutí. Proto nejčastěji dochází ke vzniku křehkého lomu v této oblasti. Z výše uvedeného vyplývá, že při výrobě svařovaných konstrukcí hraje velmi důležitou roli volba technologického postupu svařování. Čím vyšší teplota je potřeba pro svaření, tím více narůstá riziko negativního ovlivnění křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné oblasti. V tomto směru je pro dynamicky namáhané konstrukce vhodné upřednostnit technologicky náročnější vícevrstvý svar z tenčích svarových vrstev než použít tlustý jednovrstvý svar. Oceli

28 určené do nízkých teplot vyžadují jemnou a pravidelnou perlitickou strukturu s vysokou houževnatostí, které se dosáhne normalizačním nebo termomechanickým válcováním. Při svařování těchto ocelí je nutností zvolit technologický postup svařování tak, aby co nejméně ovlivnil jejich mikrostrukturu, tedy použití tenkých vícevrstvých svarů s předehřevem Stanovení lomové a vrubové houževnatosti Stanovit lomovou a vrubovou houževnatost lze pouze experimentálně, i když jsou prováděny pokusy jak ji modelovat numericky ze znalosti jiných materiálových charakteristik [29]. Pro získání konkrétní hodnoty lomové nebo vrubové houževnatosti existují normativní postupy. Statická lomová houževnatost se měří na zkušebních tělesech o větších rozměrech stanovených normou [32] podle navržené tloušťky plechu. Používají se dva základní typy zkušebních těles, rozšířenější těleso 3PB namáhané trojbodovým ohybem a těleso CT namáhané excentrickým tahem. Na zkušebním tělese je třeba vytvořit velmi ostrý vrub nacyklováním únavové trhliny. Samotná zkouška na 3PB tělesech se provádí v lisu, kde je zkušební vzorek namáhán ohybem. V průběhu zatěžování se měří průhyb vzorku a zatěžovací síla. Na lomové ploše je pak stanovena počáteční délka trhliny a délka protažené trhliny. Pokud dojde k lomu, lze z těchto naměřených hodnot stanovit hodnotu statické lomové houževnatosti vyjádřenou např. J- integrálem. Pokud k lomu nedojde, lze hodnotu lomové houževnatosti stanovit z většího počtu zkoumaných těles pomocí J-R křivky. Výhodou těles s tloušťkou shodnou jako na skutečné konstrukci je, že vystihuje skutečný stav rovinné napjatosti a nebo rovinné deformace přes tloušťku tělesa. Tato zkouška je časově i finančně velmi náročná zvláště pro experimenty za nízkých teplot. Pro vyšetřování lomové houževnatosti oceli použité na stávající konstrukci je třeba odebrat značné množství materiálu, což nemusí být vždy možné. Dynamická lomová houževnatost se měří na malých zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm. Podobně jako v případě statické lomové houževnatosti je třeba vytvořit velmi ostrý vrub nacyklováním únavové trhliny. Samotná zkouška se provádí přeražením zkušebního vzorku instrumentovaným Charpyho kladivem. Přitom se pomocí tenzometrů měří síla na břitu kladiva a posun v průběhu lomu vzorku, respektive průhyb zkušebního vzorku [33]. Na lomové ploše se stanoví stejné veličiny jako při statickém zatěžování. Při přeražení tělesa lze dynamickou lomovou houževnatost z těchto údajů vyjádřit opět např. J-integrálem, pokud nedojde k lomu, pak je nutné stanovit její hodnotu pomocí J-R křivky. Tato zkouška je také časově i finančně náročná a vyžaduje vybavení laboratoře instrumentovaným Charpyho kladivem. Vzhledem k velikosti zkušebních vzorků je ale vhodná i pro vyšetřování lomové houževnatosti materiálů použitých na stávající konstrukci. Nevýhoda spočívá v přenosu výsledků na prvky s většími rozměry, nebo případné použití velmi náročných experimentů na velkorozměrových tělesech, které vyžadují speciální zkušební vybavení. Vrubová houževnatost se stanovuje na malých zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm s normovaným V nebo U vrubem. Na běžném Charpyho kladivu se vzorek přerazí a ze stupnice se odečte hodnota nárazové práce, ze které se přímo vypočte vrubová houževnatost [34]. Případně lze tuto zkoušku provádět na instrumentovaném Charpyho kladivu, kdy je postup podobný s určením dynamické lomové houževnatosti

29 Tato zkouška patří mezi kontrolní srovnávací zkoušky kvality při výrobě a proto musí být jednoduchá, levná a snadno reprodukovatelná. Provádí se už ve válcovnách jako průkaz zatřídění oceli a hodnota vrubové houževnatosti je nedílnou součástí materiálových listů. Vzhledem k nárokům zkoušek statické a dynamické lomové houževnatosti je úkolem výzkumu nalézt korelaci s vrubovou houževnatostí, kterou lze vyšetřit mnohem snáze. Korelační vztah mezi vrubovou houževnatostí a statickou nebo dynamickou lomovou houževnatostí není zcela výstižný, protože mechanismus lomu se u těchto zkoušek mírně liší. Přesnější je korelace mezi statickou a dynamickou lomovou houževnatostí, čímž lze také dosáhnout jisté finanční úspory. 2.4 Rychlost růstu trhlin Rychlost růstu trhliny lze popsat při cyklickém zatěžování o konstantní amplitudě napětí. Zjednodušeně je nárůst délky trhliny da funkcí počtu cyklů zatížení dn a změně faktoru intenzity napětí ΔK. Tento vztah lze zapsat tzv. Parisovou rovnicí [16]: da dn ( ΔK ) m = C (21) da Kde dn je rychlost šíření trhliny, ΔK je amplituda faktoru intenzity napětí a C, m jsou materiálové konstanty. Na obr. 26 je zachycen růst trhliny, běžně zobrazovaný v logaritmických měřítcích. ΔK I zde vyjadřuje mechanickou hnací sílu trhliny nezávislou na geometrii tělesa. Oblast I koresponduje s mezí únavy, pod níž se trhliny nešíří, nebo jen velmi pomalu. Oblast II představuje lineární vztah mezi rychlostí šíření trhliny a počtem cyklů zatížení. Rychlost šíření trhliny se běžně pohybuje kolem 10-6 až 10-3 mm/cyklus. Oblast III je často uváděna jako mechanismus statického porušení, protože porucha nastává po relativně malém počtu cyklů. Rychlost šíření trhliny je v této oblasti zvětšena kombinací únavy a statického režimu tvárného trhání

30 Obr. 26 Rychlost šíření trhliny v závislosti na změně faktoru intenzity napětí ΔK I Cílem únavových zkoušek LELM je stanovení meze únavy K th, pod níž se nepředpokládá růst trhlin, rychlosti šíření trhliny da/dn v závislosti na ΔK I a horní hranice, kdy už dochází k nestabilnímu růstu trhliny, tedy lomovou houževnatost K C. Pro výpočet únavové životnosti je pak nutné zjistit materiálové konstanty C a m, které jsou pro většinu konstrukčních ocelí známé a jsou závislé na druhu oceli a způsobu její výroby. 2.5 Praktické použití, normy Dynamicky namáhané konstrukce a zvláště ocelové mosty musíme posoudit proti křehkému lomu podle normy ČSN EN [35]. Pro návrh ocelových mostů lze použít tabulku 2.1 Největší přípustné tloušťky části v mm, která vymezuje maximální tloušťky navrhovaných částí. Tato norma vychází z hodnot vrubové houževnatosti materiálu za dané teploty. Uvedená tabulka v ČSN EN platí pro oceli třídy S235 až S690 a je určena pro sedm referenčních teplot od +10 C do -50 C a pro tři úrovně napětí určené jako zlomek nominální hodnoty meze kluzu stanovené ze speciální kombinace zatížení. Tato norma rovněž umožňuje posoudit prvky konstrukce podle požadované hodnoty lomové houževnatosti. Určení lomové houževnatosti je možné pomocí metod lomové mechaniky, zmíněných v této práci. Druhou alternativou je posouzení numerické. To lze provést za použití jednoho nebo více velkorozměrných zkušebních vzorků. Aby bylo dosaženo reálných výsledků, mají být modely konstruovány a zatěžovány podobným způsobem jako skutečná konstrukce

31 2.6 Shrnutí současného stavu problematiky Při posouzení ocelové konstrukce je nutno provést i posudek z hlediska křehkého lomu. Tento posudek se používá pro novostavby i pro stávající konstrukce s již existující trhlinou a je založen na využití metod lomové mechaniky. Na jejím základě je možné pro návrh nových konstrukcí konzervativně použít tabulku z normy pro stanovení největších přípustných tlouštěk plechu za dané provozní teploty [35]. Tento postup vychází z minimální požadované hodnoty vrubové houževnatosti zvolené oceli, nikoliv lomové houževnatosti, a je stanoven v závislosti na podílu napětí k nominální hodnotě meze kluzu vypočteného ze speciální kombinace zatížení. Taktéž nepostihuje rozdílné návrhové situace a detaily. Alternativou použití této tabulky je přiléhavější výpočet metodami lomové mechaniky se znalostí skutečné hodnoty lomové houževnatosti použitého materiálu. Pro stávající konstrukce s trhlinou zatížené časově proměnným namáháním je třeba zjistit rychlost šíření trhliny a její kritickou délku, aby mohla být stanovena zbytková životnost takovéto konstrukce. Lomová mechanika se dělí na dvě hlavní oblasti: o Lineární elastická lomová mechanika je platná pro lineárně elastické materiály. Hlavní metodou výpočtu je koncepce faktoru intenzity napětí K. o Elasto-plastická lomová mechanika se používá pro houževnaté materiály. Je založena na energetické bilanci a využívá hlavně metody J-integrálu nebo CTOD, případně s využitím J-R křivky. Kritické napětí na špici trhliny nebo její kritickou délku je možno vypočítat několika způsoby, viz kapitola 2.2. Všechny podmínky stability trhliny obsahují jako porovnávací kritérium hodnotu lomové houževnatosti materiálu, která je vyjádřena různými veličinami v závislosti na prováděném výpočtu. Pro LELM se nejčastěji používá houževnatost vyjádřená veličinou K C. Při aplikaci EPLM pak používáme veličiny vypočtené nejčastěji J-integrálem nebo metodou CTOD, které se pro praktické využití převádějí na veličinu K C. Pro zjištění křehkolomových vlastností materiálu máme metodu na určení statické a dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti. Databáze konkrétních hodnot pro běžné stavební oceli však není k dispozici. Pro bezpečnost svařovaných konstrukcí jsou důležité i hodnoty lomové houževnatosti svarového kovu a obzvláště tepelně ovlivněné oblasti, kde dochází ke složitým mikrostrukturálním přeměnám. V této oblasti se na Fakultě stavební, ČVUT v Praze, provádí již několik let výzkum. Prozatím byl zaměřen na stanovení křehkolomových vlastností pro základní materiál, tepelně ovlivněnou oblast a svarový kov oceli S355J2G3 a S460NL. Kromě konkrétních hodnot byly stanoveny korelační vztahy mezi statickou, dynamickou a vrubovou houževnatostí [18], [19]. Podobný výzkum provádí i jiné univerzity a státní organizace ve světě, zvláště z těch oblastí, které jsou častěji ohroženy zemětřesením jako jsou například USA, Čína, Japonsko, Austrálie, Nový Zéland, Turecko. Převážně je však výzkum křehkolomových vlastností ocelí záležitostí strojírenství, loďařství a také jaderného průmyslu. Experimenty s tepelně ovlivněnou oblastí ze zahraničí přinášejí další zajímavé výsledky. Např. v Číně byla zkoumána tepelně ovlivněná oblast oceli s označením SS400, přibližně odpovídající naší S355J2G3, kde i přes růst zrna se křehkolomové vlastnosti po svařování nezhoršily [27]. V Koreji byla testována ocel SA 508, která přibližně odpovídá naší oceli S420NL, přechodem tepla simulujícím dvojvrstvé svařování s různými hodnotami teplot [28]. Všeobecně se houževnatost tepelně ovlivněné oblasti zhoršila v závislosti na aplikovaných

32 teplotách při prvním a druhém cyklu ohřevu. Po žíhání se většinou naopak ještě zvýšila nad houževnatost základního materiálu. Dále bylo zjištěno, jak se podílí uhlík na vytváření lokálních křehkých oblastí v rámci tepelně ovlivněné oblasti. Dosavadní výzkum na ČVUT v Praze lze shrnout: o Konstrukce s již existující trhlinou nelze posuzovat jinak než metodami lomové mechaniky za znalosti lomové houževnatosti použitého materiálu. Proto je z hlediska stavební praxe třeba zkoumat lomovou houževnatost, zvláště za nízkých teplot, kdy je ocel náchylnější ke křehkému lomu. Normou stanovená návrhová teplota pro ocelové mosty je -35 C a pro spřažené mosty -25 C. o Obecně se předpokládá, že nejslabším místem z hlediska křehkého lomu je tepelně ovlivněná oblast. Dosavadní výsledky experimentálního vyšetřování provedeného na Fakultě stavební v uplynulých letech však tuto hypotézu nepotvrdily. o Zkoušky statické i dynamické lomové houževnatosti jsou časově i finančně velmi náročné a proto se zdá být velmi výhodné vytvoření korelačních vztahů mezi těmito veličinami a vrubovou houževnatostí

33 3 Cíle disertace a metody jejich dosažení Hlavní cíle disertace jsou následující: o o Stanovení konkrétních hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti pro základní materiál a tepelně ovlivněnou oblast oceli S355NL za nízkých teplot včetně dalších běžných materiálových zkoušek. Jedná se o běžný detail spoje tlustých pásnic mostních nosníků tupým svarem X. Výsledky disertace slouží k vyloučení rizika porušení důležité části konstrukce křehkým lomem. S hodnotami lomové houževnatosti provést parametrickou studii pro výpočet kritického napětí resp. kritické délky trhliny pro různé návrhové situace za nízkých teplot. Nalezení korelačních vztahů mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami, tedy statickou lomovou houževnatostí, dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí. Hlavním důvodem je značná náročnost získání hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a poměrně jednoduše získatelná hodnota vrubové houževnatosti. Metody pro dosažení cílů disertace: 1. V akreditovaných laboratořích ŠKODA VÝZKUM s.r.o. v Plzni byly provedeny z oceli S355NL za různých teplot experimenty, viz kapitola 2.3.6, pro získání konkrétních hodnot: a) statické lomové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 50x100x400 mm v trojbodovém ohybu b) dynamické lomové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm c) vrubové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm. 2. Pomocí statistických a pravděpodobnostních metod nalézt korelační vztahy mezi každými dvěma křehkolomovými charakteristikami zjištěnými v bodě 1 v závislosti na zvolené teplotě. 3. Za použití konkrétních hodnot lomové houževnatosti z experimentů, popsaných v bodě 1, metodami lomové mechaniky stanovit kritické napětí resp. kritickou délku trhliny na zvolené pásnici o tloušťce 50 mm pro různé druhy trhliny

34 4 Experimentální část S ohledem na dvě předcházející práce [18] a [19], ve kterých byla vyšetřována lomová houževnatost ocelí S355J2G3 a S460NL, byla pro experimentální vyšetřování v této disertační práci použita ocel S355NL, která se uplatňuje v mostním stavitelství. Za základ experimentu byl zvolen jeden z častých a vysoce namáhaných detailů na mostních konstrukcích, tedy svařovaný příčný spoj pásnic. S ohledem na využití kvalit této oceli byla pro vyšetřování zvolena tloušťka 50 mm, kde lze očekávat dominantní stav rovinné deformace. Svaření takové tloušťky materiálu vyžaduje X svar, aby se minimalizovala spotřeba přídavného materiálu a snížil přestup tepla do okolí svaru. Z hlediska praxe se volí X svar buď symetrický nebo nesymetrický. Symetrický X svar má minimální spotřebu přídavného materiálu, ale hodí se pro svar dílenský, kdy lze, při použití polohování, svařovat bez problémů z obou stran. Naopak nesymetrický X svar se používá pro svar montážní, kdy se menší část svařuje v poloze nad hlavou. Nevhodně zvolená technologie svařování může způsobit vážné změny v mikrostruktuře a také zapříčinit neúměrně velká zbytková napětí. 4.1 Úvod Hlavním cílem bylo zjištění konkrétních hodnot statické lomové houževnatosti, dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v závislosti na teplotě. Nejnižší normou stanovené návrhové teploty v ČR jsou -35 C pro ocelové mosty a -25 C pro spřažené mosty. Od těchto hodnot se odvíjí teplotní rozsah experimentu, který byl stanoven na -50 C až +20 C. Takto zvolený rozsah je dostačující pro praktické využití při posuzování mostních konstrukcí, a to nejen v ČR. Vyšetřovaný detail se skládá z oblasti základního materiálu, tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu. Všechny tyto oblasti je nutné zkoumat, aby bylo vyloučeno náhlé porušení základního nosného prvku konstrukce křehkým lomem. U svarového kovu se v dnešní době předpokládá, že je použit kvalitnější přídavný materiál než je základní materiál. Tuto skutečnost dokládá práce [18] a přibližně na stejné úrovni vychází v práci [19]. Proto v rámci této disertační práce nebyla zkoumána oblast svarového kovu, ale byla pouze ověřena pomocí zkoušek vrubové houževnatosti

35 4.2 Statická lomová houževnatost Konkrétní postupy, tvar a počet zkušebních těles, použité zkušební zařízení a metody vyhodnocení statické lomové houževnatosti jsou uvedeny v příloze A. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty základní statické lomové houževnatosti základního materiálu (BM), které jsou shrnuty v tab. 1. Tab. 1 Základní statická lomová houževnatost Oblast Teplota JIC φjic KJC C kpa.m kpa.m MPa.m^0, BM Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě U běžných konstrukčních ocelí se projevuje výrazná závislost houževnatosti na teplotě. V tranzitní oblasti se k popisu této závislosti používají tzv. master křivky, které mají tvar exponenciální funkce: K IC = a e b T (22) kde K IC je hodnota statické lomové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou a a b. V případě základního materiálu oceli S355NL v teplotním rozsahu -50 C až +20 C je patrné, že houževnatost K JC se nachází na svých horních prahových hodnotách, resp. za tranzitní oblastí, a nelze tedy použít metodu master křivky. Kolem teploty -45 C sice dochází i ke křehkému porušení, ale z počtu experimentů při této teplotě nelze odvodit přesnější závislost. Graficky je teplotní závislost základní statické lomové houževnatosti základního materiálu (BM) uvedena na obr. 1. Průběh houževnatosti kolem teploty -50 C je spíše informativní

36 BM 50 T [ C] KJC [MPa.m 0,5 ] 0 Obr. 1 Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Závěr Výsledky experimentu vypovídají o vysoké odolnosti oceli S355NL proti porušení křehkým lomem. Lze říci, že pro běžné provozní teploty konstrukcí v ČR vystavených klimatickým zatížením se hodnota houževnatosti pohybuje na své horní prahové hranici. Pro návrh nových konstrukcí metodami lomové mechaniky, případně posouzení stávajících konstrukcí s trhlinou, byla vyšetřena hodnota základní statické lomové houževnatosti vyjádřená faktorem intenzity napětí. Protože v uvedeném teplotním rozsahu nedochází ke křehkému porušení, jedná se o technickou hodnotu houževnatosti vymezenou maximální přípustnou velikostí stabilního nárůstu trhliny. Použití této oceli je vhodné zvláště při větších tloušťkách materiálu. Svařování takových tloušťek ale přináší jisté komplikace, které se objeví při zkoumání tepelně ovlivněné oblasti. Houževnatost je potom třeba stanovit pomocí jiných metod

37 4.3 Dynamická lomová houževnatost Obdobně s předchozím experimentem jsou konkrétní postupy, tvar a počet zkušebních těles, použité zkušební zařízení a metody vyhodnocení dynamické lomové houževnatosti uvedeny v příloze B. Dynamická lomová houževnatost se měří na instrumentovaném kladivu Charpy, čímž je omezena velikost zkoumaných vzorků. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty dynamické lomové houževnatosti základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ), resp. oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Výsledky jsou shrnuty v tab. 2. Tab. 2 Dynamická lomová houževnatost Oblast BM Teplota JID φjid KJD C kpa.m kpa.m MPa.m^0, HAZ Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě je obdobná, jako u statické lomové houževnatosti. V tranzitní oblasti se k popisu této závislosti také používá koncepce master křivek ve tvaru exponenciální funkce: K ID = a e b T (23) kde K ID je hodnota dynamické lomové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou opět a a b. V tab. 3 jsou uvedeny rovnice teplotní závislosti základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) vypočtené pomocí metod regresní analýzy. V tranzitní oblasti jsou známy pouze dva body [teplota; houževnatost], oba proto leží přímo na hledané křivce

38 Tab. 3 Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě Obor platnosti [ C] Oblast Rovnice od do 0,0273 T BM K JD = 558,36 e ,0347 T HAZ K JD = 919,94 e Grafické znázornění této závislosti je uvedeno na obr. 2. Přibližně kolem teploty -27 C dochází u základního materiálu i tepelně ovlivněné oblasti k dosažení horních prahových hodnot. Dynamická lomová houževnatost klesá při teplotách nižších než -27 C BM HAZ 50 T [ C] KJD [MPa.m 0,5 ] Závěr Obr. 2 Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Dynamická lomová houževnatost se uplatňuje v případech konstrukcí namáhaných rázy. Její hodnoty jsou obecně nižší než hodnoty statické lomové houževnatosti, čemuž odpovídá i tento experiment. Pro návrh nových dynamicky zatížených konstrukcí metodami lomové mechaniky, případně posouzení těchto konstrukcí s již existující trhlinou, byla vyšetřena hodnota dynamické lomové houževnatosti vyjádřená faktorem intenzity napětí. Vzhledem k malým zkušebním tělesům lze tímto experimentem zkoumat i tepelně ovlivněnou oblast. Otázkou však zůstává, jakým způsobem zvolit vzdálenost vrubu od svaru, aby bylo vyšetřeno místo s nejnižší houževnatostí. Tento experiment na tepelně ovlivněné oblasti byl proveden v oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Ve zkoumaném intervalu teplot jsou hodnoty houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti vyšší než u základního materiálu. Z toho lze usuzovat, že smísením svarového kovu se základním materiálem při zvoleném způsobu svařování nedojde ke vzniku slabého místa průřezu. Oblast těsně za promíchaným svarovým kovem se základním materiálem, kde ještě může dojít k tepelnému ovlivnění mikrostruktury, nebyla tímto experimentem zkoumána. Vyšetřování tranzitní oblasti je v případě dynamického namáhání značně problematické a je zatíženo velkým rozptylem jednotlivých hodnot. Výsledky jsou ovlivněny i přesnou polohou čela trhliny vůči hranicím jednotlivých zrn, případně polohou nečistot v mikrostruktuře. Proto musely být z výpočtů vyloučeny některé zkušební vzorky, které by způsobily nadměrné zkreslení výsledných hodnot. Počet zkušebních vzorků v tranzitní oblasti je ze statistického

39 hlediska poměrně malý, a proto je třeba brát tyto hodnoty s rezervou. Hodnoty houževnatosti na horní prahové úrovni jsou stejně jako v případě statické lomové houževnatosti technickou hodnotou houževnatosti vymezenou maximální přípustnou velikostí stabilního nárůstu trhliny. 4.4 Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti Závislost lomové houževnatosti na rychlosti zatěžování byla zmíněna v kapitole Pro oblast základního materiálu (BM) je na obr. 3 názorně vidět, jak hodnoty statické lomové houževnatosti K JC klesly při zatížení rázem na hodnoty dynamické lomové houževnatosti K JD. Pro srovnání je zde uvedena i dynamická lomová houževnatost oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ). 400 K JC K JD K JD BM HAZ T [ C] KI [MPa.m 0,5 ] 0 Obr. 3 Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti Hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti základního materiálu (K JC-BM, K JD-BM ) a dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti (K JD-HAZ ) vypočtené pomocí master křivek jsou uvedeny v tab. 4. Tab. 4 Vypočtené hodnoty statické a dynamické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě Teplota KJC-BM KJD-BM KJD-HAZ C MPa.m^0,5 MPa.m^0,5 MPa.m^0,

40 4.5 Vrubová houževnatost Použité postupy, tvar a počet zkušebních těles, zkušební zařízení a metody vyhodnocení vrubové houževnatosti jsou uvedeny v příloze C. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty vrubové houževnatosti základního materiálu (BM) a svarového kovu (WELD), které jsou shrnuty v tab. 5. Tab. 5 Vrubová houževnatost BM BM Vzorek Typ Teplota Práce Plocha Houževnatost [ C] [J] [cm2] [J/cm2] 1 KCu ,8 158,8 2 KCu ,8 157,5 3 KCu ,8 171,3 4 KCu ,8 165,0 5 KCu ,8 180,0 6 KCu ,8 172,5 7 KCu ,8 236,3 8 KCu ,8 218,8 9 KCu ,8 253,8 10 KCu ,8 240,0 11 KCu ,8 235,0 12 KCu ,8 233,8 13 KCu ,8 232,5 14 KCu ,8 247,5 ML KCv ,8 137,5 ML KCv ,8 148,8 15 KCv ,8 71,0 16 KCv ,8 40,0 17 KCv ,8 78,0 18 KCv ,8 225,0 19 KCv ,8 217,5 20 KCv ,8 195,0 Houževnatost [J/cm2] WELD WELD 21 KCu ,8 119,0 22 KCu ,8 100, KCu ,8 140,0 24 KCu ,8 140,0 25 KCu ,8 161, KCu ,8 150,0 27 KCu ,8 185,0 28 KCu ,8 178, KCu ,8 201,0 201 ML KCv ,8 87,5 88 ML KCv ,8 112,5 113 ML KCv ,8 187,

41 4.5.1 Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě Vrubová houževnatost KCu2 v závislosti na teplotě se u zkoumané oceli chová odlišně než lomová houževnatost. Hodnoty vrubové houževnatosti rostou s rostoucí teplotou, ale není patrná žádná ostrá tranzitní oblast. Za tranzitní oblastí hodnoty houževnatosti dále pozvolně přejdou do horních prahových hodnot. Přiléhavý a jednoduchý popis této závislosti byl nalezen ve tvaru polynomické funkce: KCu = a T a1 T a0 (24) kde KCu je hodnota vrubové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou a 2, a 1 až a 0. V tab. 6 jsou uvedeny rovnice teplotní závislosti vrubové houževnatosti KCu2 základního materiálu (BM) a svarového kovu (WELD) vypočtené pomocí metod regresní analýzy. Rovnice pro základní materiál má hodnotu spolehlivosti R 2 = 0,9616 a pro svarový kov R 2 = 0,9960, což značí velmi dobrou shodu. V případě houževnatosti KCv2 není dostatek dat pro kvalitní vyhodnocení. Tab. 6 Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě Obor platnosti [ C] Oblast Rovnice od do 2 BM KCu = 0,0211 T + 0,7178 T + 234, WELD KCu = 0,0106 T + 0,8064 T + 188, Grafické znázornění této závislosti je uvedeno na obr. 4. Přibližně kolem teploty +15 C dochází u základního materiálu k dosažení horních prahových hodnot. Ve svarovém kovu nebylo horních prahových hodnot ve vyšetřovaném teplotním intervalu dosaženo KCu-BM KCv-BM 50 KCu-WELD KCv-WELD 0 T [ C] KC [J/cm 2 ] 0 Obr. 4 Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě

42 4.5.2 Závěr Požadavky na vrubovou houževnatost základního materiálu oceli S355NL jsou stanoveny v [36]. Minimální hodnoty nárazové práce na zkušebních tělesech s V vrubem musí být 27 J při -50 C. Zkoumané vzorky dosahují v průměru 50 J a tento požadavek byl u vyšetřované oceli s rezervou splněn. Vyšetřené hodnoty vrubové houževnatosti KCu2 i KCv2 ukazují, že základní materiál má lepší křehkolomové vlastnosti než použitý svarový kov a ten se tak stává slabým místem průřezu. Přesto přídavný materiál splňuje požadovanou nárazovou práci na zkušebních tělesech s V vrubem, která musí být minimálně 40 J při -30 C. Výrobcem udávaná hodnota dosahuje při této teplotě kolem 70 J a lze ji i na základě ostatních experimentů považovat za důvěryhodnou. Při porovnání vrubové houževnatosti s U vrubem a V vrubem je zřejmé, že s klesající teplotou se rozdíl v jednotlivých hodnotách zvětšuje, tudíž při nižších teplotách nabývá na významu ostrost vrubu. 4.6 Zkoušky tvrdosti Protože destruktivními metodami pro vyšetřování lomové houževnatosti se nepodařilo uspokojivě prozkoumat tepelně ovlivněnou oblast, zvláště pak podoblast základního materiálu ovlivněnou pouze přestupem tepla od svařování, byl k jejímu prozkoumání učiněn pokus pomocí zkoušek tvrdosti. Veškeré zkušební postupy, umístění vpichů a jejich vyhodnocení jsou uvedeny v příloze D Průběhy tvrdosti v tepelně ovlivněné oblasti Výsledky zkoumání oblasti základního materiálu tepelně ovlivněného od svařování jsou uvedeny na obr. 5. Tato oblast je veliká cca 4 až 5 mm a není okem viditelná ani po naleptání HV 10 HAZ z boku HAZ shora BM* z boku BM* shora BM shora Vpichy Obr. 5 Průběh tvrdosti BM*

43 Výsledky ukazují nárůst tvrdosti směrem ke svaru. Protože chemické složení se v této oblasti nezměnilo, je důvodné se domnívat, že se změnila mikrostruktura. Pokud přijmeme obecný předpoklad, že s rostoucí tvrdostí se snižuje houževnatost [1], pak se tato oblast stává jejím slabým místem. Tuto hypotézu by bylo potřeba ověřit ještě dalšími zkouškami jako je zkřehnutí svaru nejlépe doplněné o zkoušku mikrostruktury této oblasti nebo použitím pokročilé numerické simulace svařovacího procesu s vlivem na mikrostrukturu. Pouze ze zkoušek tvrdosti nelze určit, jak se mikrostruktura změnila a jaký vliv měl tepelný proces na velikost zrna, které s tvrdostí přímo souvisí [30] Zkouška tvrdosti svarového spoje Svarový spoj byl z hlediska kvality hodnocen pomocí zkoušek tvrdosti podle Vickerse HV 10. Všechny naměřené hodnoty s rezervou vyhověly maximální přípustné tvrdosti. Nejnižší tvrdost byla zjištěna u základního materiálu. V tepelně ovlivněné oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem byla tvrdost srovnatelná s tvrdostí svarového kovu Závěr Pomocí zkoušek tvrdosti byla nalezena oblast tepelně ovlivněného základního materiálu, ve které pravděpodobně došlo vlivem působících teplot ke změně mikrostruktury. Tato oblast může být z hlediska houževnatosti slabým místem průřezu, ale tuto domněnku je nutno potvrdit dalším výzkumem. Při zkoušení svarového spoje nebylo zaznamenáno žádné místo s nadměrnou tvrdostí, které by indikovalo lokální křehkou oblast. 4.7 Doplňující experimenty a protokoly Experimenty a protokoly související s vyšetřováním křehkolomových vlastností jsou uvedeny v příloze E. Zde jsou popsány pouze jejich důležité zjištění a závěry Tahová zkouška Výsledky tahové zkoušky základního materiálu, meze kluzu R p0,2, meze pevnosti R m a tažnosti A, jsou uvedeny v tab. 7. Pro porovnání jsou uvedeny i hodnoty z inspekčního certifikátu zkoumaného plechu. Tab. 7 Tahová zkouška Veličina RpO,2 Rm A MPa MPa % Experiment Certifikát Výše uvedené experimentálně vyšetřené hodnoty odpovídají dodacím podmínkám pro ocel S355NL [36]

44 4.7.2 Chemický rozbor Byla provedena chemická analýza pro vyšetření chemického složení zkoumaného základního materiálu. Obsah nejdůležitějších prvků je uveden v tab. 8 a pro srovnání jsou uvedeny i příslušné hodnoty z inspekčního certifikátu. V tabulce je uveden i uhlíkový ekvivalent CEV. Tab. 8 Chemické složení C Mn Si P S Al CEV Experiment 0,210 1,180 0,350 0,020 0,007 0,026 0,43 Certifikát 0,170 1,300 0,370 0,020 0,005 0,032 0,41 Obsah jednotlivých chemických prvků a hodnota uhlíkového ekvivalentu CEV odpovídá dodacím podmínkám oceli S355NL [36]. Výjimkou je pouze obsahu uhlíku, u kterého došlo k mírnému překročení limitu, ale to může být dáno pouze jeho vyšší lokální koncentrací Mikrostruktura Mikroskopem se zvoleným zvětšením x200 byla zkoumána mikrostruktura základního materiálu, oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem a svarový kov. Základní materiál má velmi jemnou feriticko-perlitickou vrstevnatou strukturu, která odpovídá zjištěným výsledkům houževnatosti. Oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem má bainitickou strukturu, která je velmi tvrdá a houževnatá, což je opět v souladu s dosaženými výsledky v této práci. Litá struktura svaru pak připomíná bainitickou strukturu, ale s mnohem větší nehomogenitou než u předchozí oblasti. 4.8 Závěr Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti oceli S355NL v závislosti na teplotě. Zkoumaný teplotní interval byl zvolen s ohledem na normou stanovené provozní teploty při navrhování a posuzování ocelových mostů. Předmětem zkoumání byl klíčový detail tupého svaru pásnice o tloušťce 50 mm. Dále byly provedeny doplňující zkoušky mechanických vlastností a mikrostruktury. Relativně malý rozptyl jednotlivých měřených veličin a fraktografické zhodnocení lomových ploch ukazuje na homogenní jemnozrnnou strukturu oceli S355NL. Nejlépe byl popsán základní materiál, kde se podařilo stanovit hodnotu statické lomové houževnatosti. Informativně byla vyšetřena i hodnota dynamické lomové houževnatosti, kde se při nižších teplotách objevuje vyšší rozptyl jejích hodnot. V tepelně ovlivněné oblasti se ukazuje, že přechodová vrstva smíchaného svarového kovu se základním materiálem má lepší křehkolomové vlastnosti než samotný základní materiál. Podařilo se identifikovat oblast základního materiálu, která je ovlivněna pouze teplotou od svařování, ale na rozbor jejích křehkolomových vlastností by bylo potřeba dalších experimentů nebo pokročilých numerických simulací. Svarový kov byl hodnocen pouze pomocí zkoušek vrubové houževnatosti a použitý přídavný materiál vykazuje horší křehkolomové vlastnosti než základní materiál. V praxi by bylo vhodné použít ještě kvalitnější přídavný materiál, aby oblast svaru nebyla slabým místem průřezu

45 Tento experiment byl navržen v souladu se současnou svařovací technologií při výrobě a montáži ocelových mostů

46 5 Teoretická část Na základě vyšetřených hodnot houževnatosti z kapitoly 4 je v teoretické části proveden výpočet kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, pro vybrané detaily mostních konstrukcí. Dále jsou nalezeny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami základního materiálu a na závěr je provedeno porovnání křehkolomových vlastností několika druhů ocelí využívaných v mostním stavitelství. 5.1 Stanovení kritické délky trhliny, resp. kritického napětí Obecně lze při posouzení konstrukce s trhlinou použít jednoduché kritérium: když faktor intenzity napětí K I překročí lomovou houževnatost K C, dojde k nestabilnímu šíření trhliny, tedy ke křehkému lomu. V této kapitole je provedena parametrická studie pro výpočet kritické délky trhliny v závislosti na velikosti aplikovaného napětí pro různé návrhové situace. Jako kritérium odolnosti proti křehkému lomu je použita hodnota základní statické lomové houževnatosti základního materiálu K IC vyšetřená v rámci této disertační práce v příloze A Počáteční délka trhliny Trhliny v tělese jsou způsobeny výrobou, např. svařováním, případně se rozvinou z různých nehomogenit nebo koncentrátorů napětí. Pro ověření odolnosti konstrukce proti křehkému lomu je třeba vyjít z počáteční délky trhliny a 0, která je definovaná v [37]: t a = 0 0,5 ln (25) t0 kde t je skutečná tloušťka plechu a referenční tloušťka t 0 = 1 mm Základní případ tělesa s centrální trhlinou Jednoduchý případ použití lomové mechaniky lze demonstrovat na tělese konečné šířky s centrální trhlinou, viz obr. 1, namáhaném v módu I. Pokud délku trhliny označíme 2a a šířku tělesa W, pak faktor intenzity napětí lze zapsat [17]: K I = σ π a Y (26) kde σ je napětí v prvku od zatížení, a je polovina délky trhliny a Y je tvarová funkce v závislosti na délce trhliny a šířce tělesa, ve tvaru: 2a 2a Y = 1 0,025 W W 2 2a + 0,06 W 4 π 2a cos 2 W 1 2 (27)

47 Obr. 1 Těleso s centrální trhlinou Výpočet kritického napětí v závislosti na délce trhliny je proveden pro šířku pásnice W = 500 mm a statickou lomovou houževnatost K IC = 350 MPa.m 1/2, při teplotě -35 C. V tomto případě na tloušťce pásnice záleží pouze přeneseně přes hodnotu lomové houževnatosti. K porovnání je přidáno maximální dovolené namáhání σ, které může být v průřezu bez trhliny tak, aby ho byl schopen pružně, resp. plasticky, přenést i průřez oslabený trhlinou. Toto napětí na neoslabeném průřezu dosahuje maximální úrovně návrhové meze kluzu oceli S355 při tloušťce pásnice t = 50 mm, tedy f y = 335 MPa, resp. návrhové meze pevnosti f u = 490 MPa. Počáteční délka trhliny 2a byla vypočtena ze vztahu (25) pro tloušťku tělesa t = 50 mm. Výsledné hodnoty kritických napětí a maximálního dovoleného elastického i plastického namáhání jsou uvedeny v tab. 1. Tab. 1 Výpočet kritického napětí a dovolených namáhání a Y σ krit σ el,max σ pl,max mm - MPa MPa MPa 0,98 1, , , , , , , , , , , , , , , , , ,32E Hodnoty z tab. 1 jsou graficky vyneseny na obr. 2 a doplněny o hladinu meze kluzu a hladinu meze pevnosti

48 Kritické napětí lomu Maximální pružné napětí Maximální plastické napětí Hladina meze kluzu Hladina meze pevnosti σ [MPa] fu = 490 MPa 0 fy = 335 MPa a [mm] Obr. 2 Kritické napětí a dovolené namáhání průřezu Z tohoto výpočtu vyplývá, že pro každou délku trhliny je kritické napětí lomu vyšší než pružné i plastické maximální dovolené napětí. Při jednoduché úvaze lze tedy říci, že u takto zvoleného tělesa s centrální trhlinou z oceli S355NL při teplotě -35 C nedojde k porušení křehkým lomem dříve než dojde k vyčerpání pružné, resp. plastické, únosnosti oslabeného průřezu. Ve skutečnosti však maximální pružné napětí určuje dolní limit a reálná únosnost oslabeného průřezu je vyšší. Kdyby horní limit únosnosti oslabeného průřezu určovala návrhová mez pevnosti použité oceli, pak by ke křehkému lomu došlo až při délce poloviny trhliny cca 115 mm, resp. při šířce tělesa W = 500 mm by musela délka trhliny 2a dosáhnout cca 230 mm. Pro jednoduché návrhové situace nebo předběžné posouzení tělesa s trhlinou takový výpočet může postačovat. Pro praktické použití je však nutné zvolit výstižnější metody výpočtu, které zahrnují i bezpečnostní prvky. Ty jsou použity např. v ČSN EN [35], založené na principech popsaných v [37] Výpočty na základě ČSN EN Protože se lomová houževnatost nachází na svých horních prahových hodnotách a lze očekávat plastické chování materiálu na čele trhliny, tak je do výpočtu faktoru intenzity napětí K I, resp. kritického napětí σ c nebo kritické délky trhliny a c, zahrnuta korekce ze zanedbání této lokální plasticity. Faktor intenzity napětí je pak vyjádřen [37]: σ π a Y M K K I = (28) k ρ R6 kde σ je napětí v prvku od zatížení, a značí délku trhliny, Y je tvarová funkce pro různé druhy a polohy trhliny, M K je tvarová funkce zahrnující vliv svarů od přivařených částí, k R6 je korekce za zanedbání plasticity a ρ je korekce za lokální reziduální pnutí

49 Pro výpočty s využitím metod lomové mechaniky při znalosti hodnot lomové houževnatosti použitého materiálu z experimentů lze použít diagram 2-67, případ 2b, uvedený v [37]. Jde o porovnání faktoru intenzity napětí K I spočteného ze vztahu (28) a lomové houževnatosti K c (T) v závislosti na teplotě získané z experimentu a upravené o bezpečnostní prvek Výpočet lomové houževnatosti Experimentálně, viz příloha A, byla vyšetřena statická lomová houževnatost pro teplotní interval cca -50 C až +20 C. Takový teplotní rozsah postačuje pro přímé řešení úloh lomové mechaniky pro běžné návrhové situace mostních konstrukcí v ČR. ČSN EN však zavádí bezpečnostní prvek formou snížení provozní teploty [37], a výsledná hodnota lomové houževnatosti je určena vztahem: K C * ( T ) = K ( ΔT + T + ΔT + ΔT R + ΔT DT ) C R MIN RAD ε + εcf (29) kde ΔT R je bezpečnostní prvek -40 C, T MIN je minimální provozní teplota konstrukce, ΔT RAD je posun teploty vlivem radiace -5 C, ΔT * R je hodnota z národní přílohy NA, ΔT ε je posun teploty vlivem rychlosti zatěžování a DT εcf je posun teploty vlivem tváření za studena. V našich podmínkách se pro ocelové mosty v [37] uvádí provozní teplota -30 C, ΔT * R se neliší od hodnoty doporučené normou, tedy +0 C, ΔT ε je při uvažování kvazi-statického zatížení +0 C a DT εcf je také +0 C. Potom dosazením do vztahu (29) je porovnávacím kritériem lomová houževnatost K C (T) při -80 C. Hodnota lomové houževnatosti při -80 C nebyla v rámci této disertační práce experimentálně vyšetřena. Pro další výpočty ji bude nutné odvodit na základě již zjištěných hodnot a principů uvedených v [37]. Při vyšetřování hodnoty lomové houževnatosti při teplotě -80 C lze vyjít z experimentálně vyšetřené hodnoty základní lomové houževnatosti při -45 C, která je 350 MPa.m 1/2 a v podstatě tvoří horní hranici tranzitní oblasti. Dále lze ze zkoušek KCv při -50 C pomocí korelace z grafů 2-23, 2-8 a 2-7 uvedených v [37] odhadnout lomovou houževnatost při teplotách -145 C, -130 C a -115 C, které byly zvoleny tak, aby ležely přibližně na spodní hranici tranzitní oblasti a zároveň vyšetřovaná teplota -80 C se nacházela cca v polovině těchto mezí. V tomto intervalu se očekává tranzitní chování a průběh houževnatosti tak lze nahradit exponenciální funkcí, viz obr. 3. Přímá korelace pro teplotu -80 C nebyla zvolena, protože s rostoucí teplotou se výrazně zvětšuje rozptyl a tím i případná chyba KIC [MPa.m^0,5] KIC = 831,14e 0,0205.T 50 T [ C] Obr. 3 Interpolace statické lomové houževnatosti

50 Z rovnice uvedené v obr. 3 se odečte statická lomová houževnatost K IC (-80 C) = 161 MPa.m 1/2. Tato hodnota lomové houževnatosti bude použita pro další výpočty, i když by ji pro praktické použití bylo vhodné ověřit dalším experimentem. Jelikož vychází z experimentálně vyšetřené hodnoty základní statické lomové houževnatosti, tak ani hodnota K IC = 161 MPa.m 1/2 se spíše nemění s rostoucí tloušťkou materiálu Parametrická studie dle ČSN EN Následující výpočty simulují vybrané detaily mostní konstrukce, jako je dolní pásnice hlavního nosníku nebo šroubový či čepový spoj. Jsou provedeny pro různé druhy trhlin s proměnnými parametry jako je tloušťka a šířka pásnice při proměnné úrovni napětí od vnějšího zatížení. V některých případech je zkoumán i vliv reziduálních pnutí. Hledanou veličinou je kritická délka trhliny 2a c nebo a c. Vzhledem k charakteru použitých vztahů se jedná o iterační výpočet, kdy počáteční délka trhliny určená z (25) je zvětšována dokud faktor intenzity napětí K I dle (28) nedosáhne hodnoty lomové houževnatosti K IC (-80 C). Vedle tohoto posouzení je sledován parametr L r, který vyjadřuje poměr napětí od zatížení k napětí vypočteného z oslabeného průřezu. Tento parametr je kontrolován metodou FAD [38]. Pokud L r překročí L r-max, předpokládá se, že dojde k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Hranici L r-max lze definovat např. dle [38]: L r ( f + f ) y y u max = (30) 2 f kde f y je mez kluzu a f u mez pevnosti materiálu. Z hlediska návrhových situací je do výpočtů použita mez kluzu a mez pevnosti oceli uvedená návrhovou normou. Tyto hodnoty byly zvoleny protože únosnost jednotlivých prvků je navrhována na normové hodnoty, nikoliv na hodnoty vyšetřené experimentem Těleso s centrální symetrickou trhlinou Geometrie tělesa s centrální trhlinou je uvedena na obr. 1 a představuje například pásnici oslabenou otvorem, resp. polovinu oslabené pásnice. Takové uspořádání lze aplikovat i na plech šroubového nebo čepového spoje. Kritická délka trhliny 2a c se vypočte z rovnice (28), když se za faktor intenzity napětí K I dosadí hodnota lomové houževnatost K IC (-80 C). Napětí od zatížení σ je ve výpočtu nahrazeno tzv. úrovní napětí definované jako poměr napětí od zatížení k mezi kluzu oceli, které definuje skutečné napětí v prvku σ p. Do výpočtu je zahrnut vliv reziduálních pnutí hodnotou σ s = 100 MPa doporučenou v [37]. Tvarová funkce Y reprezentující geometrii je vypočtena z rovnice (27). Tvarová funkce M K zahrnující vliv svařování nabývá hodnoty 1, protože se nepředpokládá rozvoj trhliny ze svaru, ale z okrajů trhliny. Parametr k R6 se vypočte podle následujících vztahů:

51 k R6 1 =, 1+ 0,5 L 2 r L r σ Ed =, σ Ed σ p + σ s σ gy = (31) kde σ gy závisí na geometrii tělesa a pro tento případ je ve tvaru: 2a σ gy () t = f y () t 1 (32) W Parametr ρ se určí na základě hodnoty L r podle následujících kritérií: kde L r 0,8 ρ = ρ1 0,8 Lr 1,05 ρ = 4 ρ1 ( 1, 05 L r ) 1,05 L ρ = 0 (33) r ρ σ ψ (34) σ 0, s L = 0,1 ψ 0,007 ψ + 0, ψ pro = r 5, 2 p Tloušťka tělesa t se za podmínky použití meze kluzu z návrhové normy v případě centrální symetrické trhliny ve výpočtu neprojeví. Zde byla tloušťka posuzovaných plechů zvolena v souladu s experimentem, tedy 50 mm. Výpočty simulující taženou pásnici, respektive polovinu pásnice, oslabenou otvorem s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 2. Proměnnými parametry jsou šířka pásnice W a úroveň napětí σ/f y (t)

52 Tab. 2 Kritická délka trhliny na tělese s centrální trhlinou s vlivem reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,25 0,25 0,25 0,50 0,50 0,50 0,75 0,75 0,75 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Celková délka trhliny 2a mm Parametr tvarové funkce 2a/W - 0,778 0,743 0,714 0,562 0,496 0,444 0,368 0,296 0,246 Tvarová funkce Y - 1,7225 1,6041 1,5218 1,2520 1,1825 1,1392 1,0902 1,0559 1,0377 Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 Korekce plasticity kr6-0,497 0,552 0,593 0,613 0,666 0,702 0,649 0,689 0,713 Parametr FAD Lr - 2,47 2,14 1,92 1,82 1,58 1,44 1,66 1,49 1,39 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny 2ac mm Lr/Lr-max - 2,01 1,74 1,56 1,48 1,29 1,17 1,35 1,21 1,13 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO Vypočtené výsledky ukazují, jak s rostoucí úrovní napětí významně klesá kritická délka trhliny. Dále lze vidět, že se nelineárně zvětšuje i kritická délka trhliny se zvětšující se šířkou pásnice. Pomocné kritérium únosnosti oslabeného průřezu L r L r-max pak ukazuje, že za těchto podmínek by vždy došlo k porušení průřezu tvárným trháním dříve než k porušení průřezu křehkým lomem. Výpočty simulující plech šroubového nebo čepového spoje bez vlivu reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 3. Proměnnými parametry jsou opět šířka pásnice W a úroveň napětí σ/f y (t)

53 Tab. 3 Kritická délka trhliny na tělese s centrální trhlinou bez vlivu reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,25 0,25 0,25 0,50 0,50 0,50 0,75 0,75 0,75 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Celková délka trhliny 2a mm Parametr tvarové funkce 2a/W - 0,854 0,825 0,800 0,640 0,576 0,522 0,434 0,355 0,298 Tvarová funkce Y - 2,1231 1,9404 1,8143 1,3659 1,2700 1,2078 1,1316 1,0830 1,0567 Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 Korekce plasticity kr6-0,638 0,703 0,749 0,713 0,768 0,804 0,730 0,773 0,798 Parametr FAD Lr - 1,71 1,43 1,25 1,39 1,18 1,05 1,32 1,16 1,07 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny 2ac mm Lr/Lr-max - 1,39 1,16 1,02 1,13 0,96 0,85 1,08 0,94 0,87 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO ANO NE NE ANO NE NE Výsledky z tab. 3 potvrzují tendence z tab. 2. Bez vlivu reziduálních pnutí se zvětší kritická délka trhliny o cca %. Pomocné kritérium únosnosti oslabeného průřezu L r L r-max pak ukazuje, že při vyšší úrovni namáhání a u širších plechů dojde dříve k porušení křehkým lomem než k porušením průřezu tvárným trháním Těleso s okrajovou trhlinou Geometrie tělesa s okrajovou trhlinou je uvedena na obr. 4. Představuje například taženou pásnici v místě přivařeného příčníku, kdy se trhlina šíří po celé tloušťce tělesa. Obr. 4 Těleso s okrajovou trhlinou Kritická délka trhliny a c se vypočte obdobně jako v předchozím případě z rovnice (28), když se za faktor intenzity K I napětí dosadí hodnota lomové houževnatost K IC (-80 C). Rozdíl je ve tvarové funkci Y reprezentující geometrii tělesa, která má tvar:

54 2 a a a a Y = 1,12 0, ,55 21, ,39 (35) W W W W 3 4 Obdobně se vypočtou i parametry k R6 a ρ, kde jediná změna je při výpočtu σ gy : a σ gy () t = f y () t 1 (36) W Tloušťka tělesa t se opět za podmínky použití meze kluzu z návrhové normy ve výpočtu neprojeví a proto i zde byla tloušťka posuzovaných plechů zvolena v souladu s experimentem, tedy 50 mm. Výpočty simulující taženou pásnici s okrajovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 4. Proměnnými parametry jsou šířka pásnice W a úroveň napětí σ/f y (t). Tab. 4 Kritická délka trhliny na tělese s okrajovou trhlinou Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,25 0,25 0,25 0,50 0,50 0,50 0,75 0,75 0,75 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Délka trhliny na okraji a mm Parametr tvarové funkce a/w - 0,374 0,325 0,291 0,202 0,156 0,127 0,110 0,080 0,062 Tvarová funkce Y - 1,9676 1,7540 1,6289 1,3754 1,2762 1,2246 1,1978 1,1592 1,1417 Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 Korekce plasticity kr6-0,850 0,886 0,893 0,832 0,843 0,849 0,778 0,786 0,790 Parametr FAD Lr - 0,88 0,74 0,71 0,94 0,90 0,88 1,14 1,11 1,10 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,066 0,086 0,084 0,027 0,036 0,041 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm Lr/Lr-max - 0,71 0,60 0,58 0,77 0,73 0,72 0,93 0,90 0,89 Porušení tvárným trháním - NE NE NE NE NE NE NE NE NE I v případě okrajové trhliny jsou patrné tendence popsané v předchozí kapitole. Zásadní rozdíl je však v tom, že zde v každém ze zkoumaných případů dojde dříve ke křehkému lomu než k porušení průřezu tvárným trháním Těleso s poloeliptickou povrchovou trhlinou Geometrie tělesa s poloeliptickou okrajovou trhlinou je uvedena na obr. 5. Představuje například spoj tažené pásnice nebo přivařenou svislou výztuhu stěny tvaru T. Předpokládá se vznik trhliny z koutového svaru, kterým je přivařena stojina nebo výztuha k pásnici

55 Obr. 5 Těleso s poloeliptickou povrchovou trhlinou Kritická délka trhliny a c se vypočte obdobně jako v předchozích případech z rovnice (28), když se za faktor intenzity napětí K I dosadí hodnota lomové houževnatost K IC (-80 C). Rozdíl je opět ve tvarové funkci Y reprezentující geometrii tělesa a v tomto případě má tvar: Y FS = (37) Q kde 1, a a a Q = 1+ 1,464 a FS = M 1 + M 2 + M 3 g fϕ f w c t t kde a M = 1,13 0, 09 c 1, M 0,89 = 0,54 + a 0,2 + c 2, 2 a 2 g = 1+ 0,1 + 0,35 ( 1 sin ϕ) 2, t f w 1 = π c cos W a t Tato tvarová funkce je platná pro hodnoty: 0,5 1 a M 3 = 0, , a 0,65 + c c 2 0,25 a 2 2 ϕ = cos ϕ + sin ϕ f a c 24 a 0 1 c 2 c, 0, 5 W a, 0 ϕ π, 0 1 t (38)

56 Dále se změní i hodnota tvarové funkce M K, protože se jedná o přivaření svislého plechu podélně na pásnici. Pro tento detail se předpokládá poměr a/c = 0,4 dle [37]. Byl zvolen běžný koutový svar a rozměry přivařeného plechu tak, aby přibližně odpovídaly reálným dimenzím mostních nosníků, pak lze tuto tvarovou funkci vyjádřit ve tvaru: M K k a = C (39) t kde a T L L C = 0,9089 0, ,0249 0, t t t W θ + 0,0186 0,1414 t 45 T θ θ k = 0, ,0167 0, ,1230 t kde t je tloušťka pásnice, W šířka pásnice, T je tloušťka stojiny, L je délka přivařeného kusu a θ je úhel u koutového svaru, běžně 45. Délka přivařeného kusu byla zvolena tak, aby bylo dosaženo maxima funkce za podmínek její platnosti, které jsou: L 0,5 t 40 T, 0,15 2 t W, 2,5 40 t, 30 θ 60 (40) Obdobně jako v předešlých případech se vypočtou parametry k R6 a ρ, kde jediná změna je při výpočtu σ gy : π 2,5 a () () ( ) σ gy t = f y t 1 (41) 2 t 5 a + t Tloušťka tělesa t je narozdíl od předchozích případů návrhovým parametrem. Je to dáno nejen rozdílným způsobem výpočtu oslabeného průřezu, ale tloušťka pásnice t se objevuje i ve tvarové funkci Y a M K. Při tomto výpočtu je tloušťka pásnice maximem pro délku trhliny. Výpočty simulující spoj tažené pásnice s poloeliptickou povrchovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 5, tab. 6 a tab. 8. V tab. 7 je uveden výpočet bez vlivu reziduálního pnutí. Proměnnými parametry jsou tloušťka pásnice t a šířka pásnice W pro různé úrovně napětí σ/f y (t)

57 Tab. 5 Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σ p /f y (t) = 0,25) Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Tloušťka stojiny T mm Délka stojiny L mm Úhel svaru Θ Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Délka trhliny a mm Šířka poloviny trhliny c mm Úhel trhliny φ rad 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 Parametr tvarové funkce a/c - 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 Parametr tvarové funkce a/t - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,881 1,000 1,000 Tvarová funkce Y - 1,6389 1,4809 1,4338 2,2278 1,6389 1,5113 2,6069 1,9490 1,6389 FS - 1,885 1,703 1,649 2,562 1,885 1,738 2,998 2,242 1,885 Q - 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 M1-1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 M2-0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 M3 - -0,452-0,452-0,452-0,452-0,452-0,452-0,452-0,452-0,452 g - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 fφ - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 fw - 1,189 1,075 1,040 1,617 1,189 1,097 1,930 1,414 1,189 Vliv svařování MK - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,049 1,059 1,106 C - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,013 1,059 1,106 k - -0,281-0,281-0,281-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282 Korekce plasticity kr6-0,665 0,665 0,665 0,665 0,665 0,665 0,747 0,665 0,665 Parametr FAD Lr - 1,59 1,59 1,59 1,59 1,59 1,59 1,26 1,59 1,59 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 0,57 0,56 0,58 0,89 0,69 0,67 1,00 0,90 0,79 Kritická délka trhliny ac mm Kritická délka trhliny 2cc mm Lr/Lr-max - 1,29 1,29 1,29 1,29 1,29 1,29 1,02 1,29 1,29 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO Z tab. 5 vyplývá, že při malé úrovni napětí dojde dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním než křehkým lomem. Kromě jednoho případu je navíc výpočet limitován délkou trhliny, která zasahuje přes celou tloušťku tělesa

58 Tab. 6 Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σ p /f y (t) = 0,50) s vlivem reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Tloušťka stojiny T mm Délka stojiny L mm Úhel svaru Θ Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Délka trhliny a mm Šířka poloviny trhliny c mm Úhel trhliny φ rad 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 Parametr tvarové funkce a/c - 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 Parametr tvarové funkce a/t - 0,822 0,806 0,772 0,707 0,716 0,699 0,612 0,640 0,633 Tvarová funkce Y - 1,4522 1,3674 1,3239 1,4437 1,3452 1,2964 1,4080 1,3171 1,2666 FS - 1,6702 1,5727 1,5226 1,6605 1,5472 1,4910 1,6194 1,5148 1,4567 Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 M1-1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 M2-0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 M3 - -0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523 g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fw - 1,0953 1,0375 1,0181 1,1434 1,0606 1,0306 1,1702 1,0785 1,0410 Vliv svařování MK - 1,191 1,296 1,412 1,159 1,223 1,300 1,163 1,201 1,258 C - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,013 1,059 1,106 k - -0,281-0,281-0,281-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282 Korekce plasticity kr6-0,648 0,658 0,676 0,709 0,704 0,713 0,749 0,738 0,741 Parametr FAD Lr - 1,66 1,62 1,54 1,41 1,42 1,39 1,25 1,29 1,28 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm Kritická délka trhliny 2cc mm Lr/Lr-max - 1,35 1,32 1,25 1,14 1,16 1,13 1,02 1,05 1,04 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO V tab. 6 i přes nárůst úrovně napětí dochází opět dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním než křehkým lomem. Kritické délky trhliny jsou ovšem menší než tloušťka pásnice a výpočet je tak platný pro všechny zkoumané situace. Je patrná mírná tendence nárůstu kritické délky trhliny s nárůstem tloušťky pásnice, ale spíše lze tento jev přisuzovat zvětšení plochy průřezu. Také je vidět, že pro určité konfigurace pásnice a stojiny vliv svařovaného detailu klesá

59 Tab. 7 Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σ p /f y (t) = 0,50) bez vlivu reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Tloušťka stojiny T mm Délka stojiny L mm Úhel svaru Θ Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Délka trhliny a mm Šířka poloviny trhliny c mm Úhel trhliny φ rad 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 Parametr tvarové funkce a/c - 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 Parametr tvarové funkce a/t - 0,954 0,960 0,928 0,800 0,840 0,832 0,684 0,740 0,750 Tvarová funkce Y - 1,5906 1,4627 1,4095 1,6123 1,4709 1,4011 1,5728 1,4466 1,3789 FS - 1,8294 1,6823 1,6211 1,8544 1,6917 1,6115 1,8089 1,6637 1,5859 Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 M1-1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 M2-0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 M3 - -0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523 g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fw - 1,1594 1,0653 1,0320 1,2261 1,1025 1,0531 1,2594 1,1280 1,0705 Vliv svařování MK - 1,142 1,234 1,341 1,119 1,169 1,237 1,127 1,153 1,199 C - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,013 1,059 1,106 k - -0,281-0,281-0,281-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282 Korekce plasticity kr6-0,733 0,729 0,750 0,815 0,797 0,801 0,856 0,838 0,834 Parametr FAD Lr - 1,31 1,33 1,25 1,01 1,07 1,06 0,86 0,92 0,93 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm Kritická délka trhliny 2cc mm Lr/Lr-max - 1,07 1,08 1,01 0,82 0,87 0,86 0,69 0,75 0,76 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO NE NE NE NE NE NE Tab. 7 zkoumá vliv reziduálních napětí u poloeliptické povrchové trhliny při střední úrovni napětí. Kritická délka trhliny je bez reziduálních pnutí o cca % větší. Narozdíl od předchozího případu však u větších průřezových ploch rozhoduje porušení křehkým lomem před porušením tvárným trháním

60 Tab. 8 Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σ p /f y (t) = 0,75) Tloušťka tělesa t mm Šířka tělesa W mm Tloušťka stojiny T mm Délka stojiny L mm Úhel svaru Θ Lomová houževnatost KIC MPa.m^0, Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,75 0,75 0,75 0,75 0,75 0,75 0,75 0,75 0,75 Mez kluzu dle normy fy(t) MPa Primární napětí σp MPa Reziduální napětí σs MPa Délka trhliny a mm Šířka poloviny trhliny c mm Úhel trhliny φ rad 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 Parametr tvarové funkce a/c - 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 Parametr tvarové funkce a/t - 0,506 0,460 0,412 0,413 0,383 0,351 0,340 0,320 0,294 Tvarová funkce Y - 1,1586 1,1146 1,0820 1,1071 1,0721 1,0500 1,0667 1,0404 1,0232 FS - 1,3326 1,2819 1,2444 1,2733 1,2331 1,2077 1,2269 1,1966 1,1768 Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 M1-1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 M2-0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 M3 - -0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523-0,4523 g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 fw - 1,0205 1,0067 1,0027 1,0252 1,0087 1,0038 1,0250 1,0091 1,0039 Vliv svařování MK - 1,365 1,517 1,685 1,348 1,459 1,578 1,373 1,460 1,561 C - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,013 1,059 1,106 k - -0,281-0,281-0,281-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282-0,282 Korekce plasticity kr6-0,694 0,710 0,726 0,725 0,735 0,744 0,747 0,752 0,758 Parametr FAD Lr - 1,47 1,40 1,34 1,34 1,31 1,27 1,26 1,24 1,22 σed MPa σgy(t) MPa Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0, Posouzení Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm Kritická délka trhliny 2cc mm Lr/Lr-max - 1,19 1,14 1,09 1,09 1,06 1,03 1,02 1,01 0,99 Porušení tvárným trháním - ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO NE Tab. 8 uvádí kritické délky trhliny při vysoké úrovni napětí. Za těchto podmínek je patrný trend, že s rostoucí šířkou pásnice se mírně zmenšuje kritická délka trhliny. Téměř pro všechny případy pak dojde k porušení zbytkového průřezu dříve tvárným trháním než křehkým lomem

61 5.1.4 Závěr S experimentálně vyšetřenou hodnotou lomové houževnatosti byl proveden jednoduchý výpočet na příkladu tělesa s centrální trhlinou. Výsledkem je zjištění, že než by došlo k porušení průřezu křehkým lomem, nebyl by zbytkový průřez schopen přenést odpovídající napětí a došlo by tak dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Dále byla provedena parametrická studie výpočtu kritické délky trhliny pro vybrané detaily na základě výpočetních mechanismů z ČSN EN Nejprve musela být odvozena návrhová hodnota lomové houževnatosti, protože bezpečnostní prvek je zde zaveden formou snížení provozní teploty. U pásnice s centrální trhlinou s vlivem reziduálních pnutí dojde dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním a bez vlivu reziduálních pnutí pak u masivnějších průřezů rozhoduje porušení křehkým lomem. U pásnice s okrajovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí rozhoduje pouze porušení křehkým lomem. U trhliny iniciované ze svařovaného detailu připojení stojiny k pásnici s vlivem reziduálních pnutí dochází téměř výhradně k porušení tvárným trháním před porušením křehkým lomem. Bez vlivu reziduálních pnutí pak u masivnějších průřezů dochází dříve k porušení křehkým lomem. Vypočtené kritické délky trhlin jsou pro všechny konfigurace z hlediska detekce relativně veliké a zavedený bezpečnostní prvek na straně odolnosti proti křehkému porušení je poměrně vysoký. Kritériem porušení konstrukce se tak velmi často stává tvárné trhání zbytkového průřezu, který už není schopen přenést napětí od zatížení. Pro značnou část zkoumaných detailů není velký rozdíl mezi tím, kdy se konstrukce s trhlinou poruší křehkým lomem a kdy se poruší tvárným trháním. Na základě provedených výpočtů tak lze předpokládat, že pro běžné návrhové podmínky a bez zavedení takto vysokého bezpečnostního prvku na straně odolnosti nehrozí u konstrukcí z oceli S355NL porušení křehkým lomem, ale musí být hlídána únosnost oslabeného průřezu

62 B Aleš Jůza 5.2 Korelační vztahy Experimentální vyšetřování lomové houževnatosti je časově i finančně velmi náročné. V případě statické lomové houževnatosti je ještě závislé na tloušťce materiálu a tudíž vyžaduje velká zkušební tělesa. Proto je snaha odvozovat tyto veličiny pomocí jiných, snadnějších zkoušek. V případě vyšetřování hodnot lomové houževnatosti se jako zprostředkující veličina nabízí jednoduchá zkouška vrubové houževnatosti, která je vhodná i z hlediska odběru materiálu ze stávající konstrukce Úvod Vyšetřování hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti bylo provedeno v závislosti na teplotě a tuto závislost lze zapsat: K = f ( T ) (42) kde K vyjadřuje houževnatost a parametr T teplotu. Potom určení jedné křehkolomové veličiny pomocí druhé má tvar: ( T ) = f ( f ( T )) f ( K B K A = f1 2 = ) (43) kde K A je hledaná veličina a K B B veličina známá, f1 a f 2 jsou známé funkce, T je zkušební teplota a funkce f vyjadřuje vztah mezi K A a K BB. Z výsledků výzkumu jsou do vztahu (43) známy veličiny K A a K B včetně jejich funkčních závislostí f1 a f 2. Neznámou je pouze funkce f, která tvoří hledaný korelační vztah. Původní hlavní parametr T se touto úpravou dostane do pozadí v odvození jedné křehkolomové veličiny pomocí jiné. Problematikou korelace statické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti se zabýval K. Wallin, který na základě velkého množství experimentů vytvořil vztah pro konstrukční oceli třídy S355 až S890 a jejich svary. Tato korelace má dva kroky. Z prvního kroku se určí teplota T 100 (teplota, při které je statická lomová houževnatost 100 MPa.m 1/2 ) z experimentálně vyšetřené teploty T 27J (teplota při které je vrubová houževnatost právě 27 J) a tento vztah má lineární průběh. Druhým krokem se určí statická lomová houževnatost K JC z teploty T - T 100 (od požadované provozní teploty T je odečtena teplota T 100 ) a tato korelace má exponenciální průběh. Tento princip je základem pro výpočet odolnosti materiálu proti křehkému porušení v návrhové normě [37], ale bez dalších úprav je použitelný jen v tranzitní oblasti [31] Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a dynamickou lomovou houževnatostí Vyšetření statické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.2 a dynamické lomové houževnatosti v kapitole 4.3. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty statické i

63 dynamické lomové houževnatosti v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr KJC [MPa.m 0,5 ] 310 K JD [MPa.m 0,5 ] Obr. 5 Závislost mezi statickou a dynamickou lomovou houževnatostí Statická lomová houževnatost dosahuje od teploty cca -45 C svých horních prahových hodnot a při -50 C se zjištěné výsledky příliš neliší, ale jsou spíše informativní. Korelační vztah v takovém případě nemá význam určovat, protože nabývá podoby konstantní funkce Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Vyšetření statické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.2 a vrubové houževnatosti v kapitole 4.5. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty statické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr KJC [MPa.m 0,5 ] 310 KCu [J/cm 2 ] Obr. 6 Závislost mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Obdobně jako v kapitole nemá ani zde význam určovat korelační vztah ve vyšetřovaném teplotním intervalu, kde se statická lomová houževnatost pohybuje na svých horních prahových hodnotách

64 5.2.4 Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Vyšetření dynamické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.3 a vrubové houževnatosti v kapitole 4.5. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr KJD [MPa.m 0,5 ] KCu [J/cm 2 ] Obr. 7 Závislost mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Dynamická lomová houževnatost roste až do teploty cca -27 C, kdy dosáhne svých horních prahových hodnot. Od teploty -27 C tedy stejně jako v předchozích kapitolách nemá význam korelační vztah určovat. V teplotním intervalu -50 C až -27 C, respektive pro hodnoty vrubové houževnatosti KCu2 cca od 146 do 206 J/cm 2, lze nalézt korelační vztah, který je uveden na obr KJD [MPa.m 0,5 ] KJD = 28,038e 0,0111KCu R 2 = 0, KCu [J/cm 2 ] Obr. 8 Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí Tento korelační vztah by bylo vhodnější vytvořit v závislosti na vrubové houževnatosti stanovené na zkušebních tělesech s V vrubem. Pro nedostatek výsledků na těchto tělesech nelze spolehlivě určit závislost KCv na teplotě a tudíž ani vzájemný korelační vztah

65 5.2.5 Závěr Hledat korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami je účelné v jejich tranzitních oblastech. Lomová houževnatost oceli S355NL však za běžných návrhových podmínek dosahuje svých horních prahových hodnot, které jsou díky technickému omezení konstantní, a tak je i následná korelační funkce také konstantní. V tomto případě se podařilo určit korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí KCu2 na omezeném teplotním intervalu. Vyšetřené hodnoty dynamické lomové houževnatosti v tranzitní oblasti byly stanoveny z relativně malého počtu vzorků a jsou tak spíše informativní. Proto i tato korelace, ve tvaru exponenciální funkce, má spíše informativní charakter, který vypovídá o způsobu, jakým jsou na sobě závislé veličiny lomová a vrubová houževnatost. V práci [18] byla taktéž vyšetřována obdobná závislost, která vedla na tvar exponenciální funkce, ale průběhy byly různé, podle druhu oceli i zkoumané materiálové oblasti

66 5.3 Porovnání lomové houževnatosti ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL Na Fakultě stavební ČVUT v Praze byla ve třech po sobě následujících disertačních pracích zkoumána lomová houževnatost ocelí S355J2G3 [18], S460NL [19] a S355NL (v této práci). Tyto oceli se používají zvláště v mostním stavitelství, kde se uplatní jejich dobré mechanické i křehkolomové vlastnosti Diskuze vstupních podmínek, výpočtu a výsledků Vyšetřování houževnatosti výše zmíněných ocelí nebylo předem sjednoceno. Lišily se například tloušťky zkoumaného plechu, zvolený teplotní interval nebo způsob výpočtu. U tepelně ovlivněné oblasti pak rozhoduje i způsob svařování, případně následné žíhání. Při porovnávání výsledků je nezbytně nutné zohlednit výše uvedené skutečnosti S355J2G3 Vyšetřování statické lomové houževnatosti oceli S355J2G3 [18] bylo provedeno na zkušebních tělesech tloušťky 40 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Dále byla zkoumána dynamická lomová houževnatost a vrubová houževnatost, vše na základním materiálu (BM), tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem) a svarovém kovu (WELD). Byly zvoleny zkušební teploty -35 C, - 20 C, +20 C a +60 C. Vzhledem k vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti autor zvolil svar typu půl V. Za přídavný materiál byl použit Chem-Weld 7018 s předehřevem 100 C. Při výpočtu horní prahové hodnoty J 0,2 byla použita vlastní směrnice řídící přímky vypočtená z čáry otupení. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab. 9. Tab. 9 Houževnatost oceli S355J2G3 Oblast BM HAZ WELD Teplota KIC/KJC Teplota KID/KJD Teplota KCV C MPa.m^0,5 C MPa.m^0,5 C J/cm , , , , , , , , ,5 Získané výsledky jsou velmi rozsáhlé a jeví se jako kvalitní. Pouze dynamická lomová houževnatost tepelně ovlivněné oblasti vykazuje neobvykle vysoké hodnoty, dokonce vyšší než při statickém zatěžování, což neodpovídá předpokladům

67 S460NL Vyšetřování statické lomové houževnatosti oceli S460NL [19] bylo provedeno na zkušebních tělesech tloušťky 20 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Dále byla zkoumána vrubová houževnatost, opět vše na základním materiálu (BM), tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem) a svarovém kovu (WELD). Statická lomová houževnatost byla vyšetřována pro teplotu -35 C, pro zkoušky vrubové houževnatosti byly zvoleny teploty -35 C, -20 C, 0 C a +20 C. Pro vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti autor zvolil svary typu V a K. Za přídavný materiál byl použit svařovací drát PITTARC G6 (dle EN 440:G3Si1) bez předehřevu, ale navíc byl zkoumán vliv žíhání. Při výpočtu J 0,2 nebyla konstruována řídící přímka, ale byla použita hodnota odpovídající Δa = 0,2 mm. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab. 10. Tab. 10 Houževnatost oceli S460NL Oblast BM HAZ WELD Teplota KIC/KJC Teplota KCV C MPa.m^0,5 C J/cm , žíhaný žíhaný , , , , , , , , , , ,2 Dosažené výsledky jsou kvalitní, ale v případě statické lomové houževnatosti omezené pouze na teplotu -35 C. U základního materiálu se lze domnívat na základě experimentu, že kolem této teploty začínají horní prahové hodnoty. Vzhledem ke zvolené tloušťce zkušebních těles jsou vyšetřené hodnoty vyšší než hodnoty základní lomové houževnatosti této oceli S355NL V této disertační práci byla vyšetřována statická lomová houževnatost základního materiálu (BM) oceli S355NL na zkušebních tělesech tloušťky 50 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Také byla zkoumána dynamická lomová houževnatost základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem). Dále byla zkoumána vrubová houževnatost základního materiálu a svarového kovu (WELD). Byly zvoleny zkušební teploty -50 C, -35 C, -5 C a +20 C. Vzhledem k vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti byl použit svar typu X, který byl určen značnou tloušťkou plechu. Za přídavný materiál byl použit svařovací drát ELBOR SG 2 (dle EN 440:G3Si1) s předehřevem 120 C. Při výpočtu horní prahové hodnoty J 0,2 byla použita směrnice řídící přímky doporučená normou. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab

68 Tab. 11 Houževnatost oceli S355NL Oblast Teplota KJC Teplota KID/KJD Teplota KCV Teplota KCU C MPa.m^0,5 C MPa.m^0,5 C J/cm2 C J/cm BM HAZ WELD Diskuze k dosaženým výsledkům je uvedena v kapitole 4 a příslušných přílohách Porovnání statické lomové houževnatosti Porovnání dosažených výsledků statické lomové houževnatosti pro všechny tři vyšetřované druhy oceli je uvedeno na obr. 9. Nejsou zde zahrnuty výsledky z tepelně ovlivněné oblasti, které jsou ovlivněny přesnou polohou trhliny vzhledem ke svaru a u oceli S355NL se nepodařilo její houževnatost vyšetřit. U oceli S355J2G3 lze předpokládat, že při tloušťce 40 mm se jedná o hodnoty základní lomové houževnatosti, shodně jako u oceli S355NL. Základní lomová houževnatost oceli S460NL bude o něco nižší, než uvedená hodnota pro tloušťku 20 mm S460NL-BM 250 S355J2G3-BM S355J2G3-WELD S355NL-BM S460NL-WELD Obr. 9 Porovnání statické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě KIC/KJC [MPa.m 0,5 ] T [ C] Toto porovnání ukazuje, že oceli S460NL a S355NL mají výrazně lepší křehkolomové vlastnosti než ocel S355J2G3 a při teplotě kolem -35 C už jejich statická lomová houževnatost dosahuje horních prahových hodnot. Taktéž lze dokladovat, že zvýšením meze kluzu u jemnozrnné oceli S460NL dojde k poklesu houževnatosti oproti oceli S355NL. Při teplotě -35 C u ocelí S355J2G3 a S460NL se lomová houževnatost základního materiálu a

69 příslušného svarového kovu příliš neliší. Ocel S355NL je svařována velmi obdobně jako ocel S460NL a v tomto případě je základní materiál znatelně kvalitnější než svarový kov Porovnání dynamické lomové houževnatosti Dynamická lomová houževnatost byla zkoumána pouze u ocelí S355J2G3 a S355NL. Vyšetřené hodnoty bez výsledků z tepelně ovlivněné oblasti jsou uvedeny na obr S355J2G3-BM S355NL-BM S355J2G3-WELD KID/KJD [MPa.m 0,5 ] T [ C] Obr. 10 Porovnání dynamické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě V případě zatížení rázem se ještě více zvýrazňuje rozdíl v houževnatosti základního materiálu oceli S355J2G3 a S355NL. Základní materiál a svarový kov oceli S355J2G3 kopírují tendence zjištěné při statickém zatěžování Porovnání vrubové houževnatosti Na obr. 11 jsou uvedeny průběhy vrubové houževnatosti KCV základního materiálu a svarového kovu všech vyšetřovaných ocelí. Nebyl vyšetřen svarový kov oceli S355NL, ale v podstatě jej lze považovat za shodný se svarovým kovem oceli S460NL

70 S355J2G3-BM S355J2G3-WELD S460NL-BM S460NL-WELD S355NL-BM Obr. 11 Porovnání vrubové houževnatosti v závislosti na teplotě 50 0 KCV [J/cm 2 ] T [ C] Zkoušky vrubové houževnatosti názorně ilustrují výše popsané trendy v posunu hodnot houževnatosti základního materiálu jednotlivých ocelí. U oceli S460NL vychází obdobné hodnoty houževnatosti základního materiálu i svarového kovu, což je v souladu s výsledky ze zkoušek statické lomové houževnatosti. Pouze u oceli S355J2G3 vykazuje svarový kov velmi vysoké hodnoty vrubové houževnatosti, které nejsou v souladu ani s výsledky vyšetřování statické a dynamické lomové houževnatosti, ale ani s výsledky svarového kovu u oceli S460NL. Jen na základě údajů z měření nelze tuto disproporci uspokojivě vysvětlit Cenové srovnání Lepší mechanické i křehkolomové vlastnosti jsou u nízkolegovaných ocelí převážně dány náročnějšími výrobními postupy. V tab. 12 jsou uvedeny ceny u vybraných výrobců oceli. Celková cena, v Euro za tunu, je součtem základní ceny a příplatku za daný druh oceli. Ceny byly získány z ceníků uvedených na internetových stránkách výrobců v létě Tab. 12 Cenové srovnání za t Základní Příplatky cena S355J2 S355NL S460NL VoestAlpine DillingerHütte Salzinger Pokud je základní cena cca 1000 /t a ocel S355J2 určuje cenovou hladinu 100 %, pak ocel S355NL má cenovou úroveň cca 104 % a ocel S460NL cca 114 %

71 5.3.6 Závěr V rámci této práce bylo provedeno porovnání křehkolomových charakteristik ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL. Zvláště se jedná o porovnání základního materiálu a svarového kovu. Porovnání tepelně ovlivněných oblastí není příliš vypovídající při nejednotné koncepci umístění trhliny a různých způsobech svařování. Jednoznačně se potvrzuje předpoklad, že ocel S355J2G3 je s ohledem na křehký lom nejméně kvalitní a naopak nejlepší je ocel S355NL. Při limitních teplotách kolem -35 C jsou u ocelí S355J2G3 a S460NL relativně vyrovnané vlastnosti základního materiálu i svarového kovu. U oceli S355NL je použitý svarový kov (dle EN 440:G3Si1) horší než základní materiál a nabízí se použití lepšího přídavného materiálu (např.: dle EN 440:G4Si1)

72 6 Výsledky disertace Hlavním cílem této disertační práce bylo vyšetření statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti oceli S355NL v závislosti na teplotě. Dále provedení parametrické studie kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, na vybraných detailech mostní konstrukce a nalezení korelačních vztahů mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami. Experimentálně byla vyšetřena statická lomová houževnatost základního materiálu tloušťky 50 mm v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Ve stejném teplotním rozsahu byla vyšetřena dynamická lomová houževnatost základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti. Vzhledem ke značnému rozptylu výsledků dynamických zkoušek jsou vyšetřené hodnoty spíše orientační. Dále byla vyšetřena vrubová houževnatost základního materiálu na tělesech s U a V vruby a pro porovnání byla zjištěna také vrubová houževnatost svarového kovu na tělesech s U vrubem. Vyšetřování křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné oblasti přináší značné komplikace a pomocí klasických destruktivních zkoušek je složité a časově i finančně náročné získat relevantní hodnoty. Proto se jeví vhodné vyšetřit vlastnosti tepelně ovlivněné zóny pomocí jiných metod. S hodnotami statické lomové houževnatosti základního materiálu byl uveden postup pro výpočet kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, pomocí metod lomové mechaniky. Byl uveden jednoduchý postup výpočtu vycházející z hodnot lomové houževnatosti při -35 C. Dále byl na několika případech uveden postup, jakým lze proti porušení křehkým lomem posuzovat detaily podle návrhové normy ČSN EN Mezi jednotlivými vyšetřenými křehkolomovými veličinami na základním materiálu byly nalezeny korelační vztahy pro teplotní interval -50 C až +20 C. Ocel S355NL je určena do nízkých teplot a při vyšetřování lomové houževnatosti bylo většinou dosaženo horních prahových hodnot, které už dále nerostou díky technickému omezení. Proto některé části korelačních vztahů mají podobu konstantní funkce a takové odvození hodnot lomové houževnatosti má smysl jen v tranzitní oblasti. Protože vyšetřování houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti je značně náročné, byl učiněn pokus o její prozkoumání na základě zkoušek tvrdosti. Těmito zkouškami byla identifikována oblast smíšeného svarového kovu se základním materiálem, kterou lze identifikovat i vizuálně po naleptání a dále oblast základního materiálu, jehož mikrostruktura byla změněna průběhem vysokých teplot od svařování. V této druhé oblasti však nelze jen na základě zkoušek tvrdosti určit, jestli došlo i k jejímu zkřehnutí. Tato práce navazuje na předchozí výzkum křehkolomových vlastností stavebních ocelí, které se uplatní převážně v mostním stavitelství. Proto bylo vypracováno přehledné porovnání jednotlivých vyšetřených výsledků. Vzhledem k finančním i časovým nárokům nebylo možné získat dostatečně velký statistický soubor výsledků. Proto je nutné na uvedené hodnoty pohlížet jako na orientační a pro praktické použití by měly být doplněny dalšími experimenty nebo parametrickými studiemi založenými na numerické simulaci daného problému

73 6.1 Nové poznatky Na základě experimentů v této disertační práci byla nalezena podoblast základního materiálu v tepelně ovlivněné zóně, kde ještě dochází ke změně mikrostruktury vlivem svařování. Tuto podoblast nelze zjistit vizuálně po naleptání. Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti výše uvedenými metodami je velmi náročné. Proto se jeví vhodnější k odvození křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné zóny využití pokročilých numerických simulací zahrnujících vliv svařování nebo vyhodnocování na základě zkoumání mikrostruktury. Při porovnání ocelí používaných pro mostní stavitelství se jednoznačně potvrzuje předpoklad, že ocel S355J2G3 je s ohledem na křehký lom nejméně kvalitní a naopak nejlepší je ocel S355NL. Při limitních teplotách kolem -35 C jsou u ocelí S355J2G3 a S460NL relativně vyrovnané vlastnosti základního materiálu i svarového kovu. U oceli S355NL je použitý svarový kov (dle EN 440:G3Si1) horší než základní materiál a nabízí se použití lepšího přídavného materiálu (např.: dle EN 440:G4Si1). 6.2 Přínos pro praxi V rámci této práce byly experimentálně vyšetřeny hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti oceli S355NL. Na základě těchto hodnot lze posoudit běžné detaily používané na mostních konstrukcích proti porušení křehkým lomem. Hodnota statické lomové houževnatosti byla stanovena pro tloušťku 50 mm a lze ji považovat za hodnotu základní statické lomové houževnatosti. Proto se dále se zvětšující tloušťkou prvku již nezmenšuje. Na základě vyšetřených hodnot byla provedena parametrická studie vybraných mostních detailů. Z výsledků vyplývá, že k porušení křehkým lomem dochází až při relativně velkých trhlinách, které lze včas identifikovat. Navíc je zaveden poměrně značný bezpečnostní prvek, bez kterého by za běžných okolností dříve došlo k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Ale i s jeho zavedením dochází u řady případů nejdříve k tvárnému porušení a u případů, kdy rozhoduje křehký lom, zpravidla nezbývá velká rezerva do porušení tvárným trháním. 6.3 Doporučení pro další zkoumání Největší komplikace vznikají při vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti. Jedná se převážně o umístění zkušebních těles vzhledem k okraji svaru, případně o přesnou polohu trhliny. V rámci této práce byly učiněny pokusy o prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti, ale dosažené výsledky nelze pro praktické výpočty použít. Proto by bylo vhodné tepelně ovlivněnou oblast prozkoumat buď klasickými destruktivními zkouškami, což je velmi finančně i časově náročné, nebo použít pokročilých numerických simulací zahrnujících vliv svařování, případně se pokusit o odvození křehkolomových vlastností z mikrostruktury. Při výrobě zkušebních těles byla použita běžná svařovací technologie pro ocel S355NL simulující reálné podmínky mostního stavitelství v ČR. Experimentálně bylo zjištěno, že samotný svarový kov má nižší houževnatost než základní materiál i tepelně ovlivněná oblast a stává se tak z hlediska křehkého lomu slabým místem. Je tedy vhodné přezkoumat použitý svarový kov a případně použít kvalitnější přídavný materiál

74 7 Závěr Předložená disertační práce se zabývá stanovením křehkolomových vlastností oceli 355NL využívané převážně v mostním stavitelství. Byly stanoveny velikosti kritické délky trhliny pro běžné detaily mostních konstrukcí a nalezeny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami. V experimentální části byly získány hodnoty statické lomové houževnatosti základního materiálu tloušťky 50 mm, dynamické lomové houževnatosti základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti a hodnoty vrubové houževnatosti základního materiálu a svarového kovu. Jednotlivé hodnoty byly vyšetřovány v teplotním intervalu -50 C až +20 C, který pokrývá běžné návrhové situace. Ze získaných hodnot byly stanoveny tzv. řídící křivky závislosti houževnatosti na teplotě. V teoretické části byly na základě vyšetřených hodnot lomové houževnatosti stanoveny maximální přípustné defekty pro vybrané druhy detailů, aby nedošlo k poškození křehkým lomem. Jako pomocné kritérium bylo uvedeno porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. V rámci práce byly stanoveny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami vyšetřenými na základním materiálu oceli S355NL. Tyto korelační vztahy jsou platné pouze v mezích, kdy byly jednotlivé hodnoty určeny. Na závěr je třeba zopakovat, že zkoumání křehkolomových vlastností je časově i finančně náročné. Proto byl experiment proveden jen na omezeném počtu zkušebních těles a vyšetřené hodnoty jsou spíše orientační. Pro použití v praxi je třeba získané hodnoty ověřit, ale principy uvedené v této práci mohou být použity jako návod. Disertační práce obsahuje přínosy zvláště v otázce volby materiálu při projektování mostních konstrukcí a doporučení pro další zkoumání v oblasti prevence porušení konstrukce křehkým lomem

75 Literatura Monografie [1] SHUKLA, A. Practical fracture mechanics in design. Second Edition, Revised and Expanded; Marcel Dekker, 2005 [2] SHUKLA, A. citováno z: INGLIS, C.E. Stresses in a plate due to the presence of cracks and sharp corners.; Transactions of the Institute of Naval Architects: London, 1913 [3] SHUKLA, A. citováno z: GRIFFITH, A.A. The phenomena of rupture and flow in solids.; Phil. Trans. Royal Society, 1920 [4] SHUKLA, A. citováno z: RICE, J.R. A path independent integral and the approximate analysis of strain concentration by notches and cracks; J. Appl. Mech., 1968 [5] SHUKLA, A. citováno z: BROEK, D. The practical use of fracture mechanics.; Kluwer Academic Publishers: Dordrecht, 1988 [6] SHUKLA, A. citováno z: INGLIS, E.E. Stresses in a plate due to presence of cracks and sharp corners.; Trans. Inst. Nav. Architects: London, 1913 [7] SHUKLA, A. citováno z: ROARK, R.J. Formulas for stress and strain, 4 th ed.; McGraw-Hill: New York, 1965 [8] SHUKLA, A. citováno z: TIMOSHENKO, S. Strength of materials; Van Nostrand: New York, 1956 [9] SHUKLA, A. citováno z: PETERSON, R.E. Stress concentration design factors; John Wiley: New York, 1953 [10] SHUKLA, A. citováno z: GRIFFITH, A.A. The phenomena of rupture and flow in solids.; Trans. R. Soc. Lond., 1920 [11] SHUKLA, A. citováno z: PARKER, A.P. The mechanics of fracture and fatigue; E.&F.N.Spon: London, 1981 [12] SHUKLA, A. citováno z: IRWIN, G.R. Fracture dynamics. In Fracture of Metals; American Society of Metals: Cleveland,

76 [13] SHUKLA, A. citováno z: OROWAN, E. Fracture strength of solids.; In Report on Progress in Physics Physical Society of London: London, 1949 [14] SHUKLA, A. citováno z: BARSOM, J.M.: ROFLE, S.T. Fracture and fatigue control structures, 2 nd ed.; Prentice-Hall: Englewood Cliffs: NJ, 1987 [15] SHUKLA, A. citováno z: ROOKE, D.P.; CATWRIGHT, D.J. Compendium of stress intensity factors; Her Majesty s Stationery Office: London, 1976 [16] SHUKLA, A. citováno z: PARIS, P.C.; GOMEZ, M.P.; ANDERSON, W.P. A rational analytic theory of fatigue.; Trend Engng, 1961 [17] KUNZ J. Základy lomové mechaniky, ČVUT: Praha, 2000 [18] LUBAS, A. Vlastnosti oceli S355J2G3 z hlediska křehkého lomu, Disertační práce; FSv ČVUT: Praha, 2004 [19] KROUPA P. Stanovení křehkolomových vlastností oceli S460NL, Disertační práce; FSv ČVUT: Praha, 2009 [20] KRATOCHVÍL P., LUKÁČ P., SPRUŠIL B. Úvod do fyziky kovů I; SNTL Nakladatelství technické literatury: Praha, 1984 Články [21] MOLLIKOVÁ E., KALÁB P., STRÁNSKÝ L., SEDLÁČEK J. Zkouška rázem v ohybu; [22] MENTL V. Problematika křehkého lomu, rukopis; ZČU Plzeň, 2008 [23] FERNÁNDEZ ZÚNIGA D., KALTHOFF J.F., FERNÁNDEZ CANTELI A., GRASA J., DOBLARÉ M. Three dimensional finite element calculations of crack tip plastic zones and K IC specimen size requirements; [24] ZABARAS N. Phase Diagrams and Equilibrium Microstructures.; MAE: 212, Lecture 14, 2001 [25] BERNÁŠEK V., KOVAŘÍK R. Technologie slévání, tváření a svařování pro bakalářské studium.; Západočeská univerzita v Plzni, Fakulta strojní, 1996 [26] WELDING METALLURGY, The Metallurgy of Carbon Steel;

77 Normy [27] ZHENGQIANG Z., LIGONG, CH., HONGYANG J., JINGGUO G., CHUNZEN N., DELIN R. Investigation on fracture behavior of the weld joint HAZ of ultrafine grain steel SS400; China Welding, Vol. 12, No. 2, 2003 [28] SANGHO K., SUK Y. K., SEI J. O., SOON-JU K., Correlation of the microstructure and fracture toughness of the heat-affected zones of an SA 508 steel; Metallurgical and Materials Transactions, 31A, 4, Academic Research Library pg. 1107, 2000 [29] LAŠ V., OTČENÁŠEK J., VACEK V., Numerical determination of J-R curve using void model; 2005 [30] J. W. MORRIS, Jr., The Influence of Grain Size on the Mechanical Properties of Steel; University of California, Berkeley, CA [31] HOLZMANN M., JURÁŠEK L., Princip koncepce Master křivky, její určování a aplikace; Konstrukce 1/2009 [32] ISO Metallic materials Unified method of test for determination of quasistatic fracture toughness; 2002 [33] ČSN EN ISO Ocel Zkouška rázem v ohybu na kyvadlu tyčí Charpy s V- vrubem Instrumentovaná zkušební metoda; 2001 [34] ČSN EN ISO Kovové materiály Zkouška rázem v ohybu podle Charpyho Část 1: Zkušební metoda (V a U vruby); 1998 [35] ČSN EN Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí Část 1-10: Houževnatost materiálu a vlastnosti napříč tloušťkou; ČNI, 2007 [36] ČSN EN Výrobky válcované za tepla z konstrukčních ocelí část 3: Technické dodací podmínky pro normalizačně žíhané/normalizačně válcované svařitelné jemnozrnné konstrukční oceli; ČNI, 2005 [37] COMMENTARY AND WORKED EXAMPLES to EN Material toughness and through thickness properties and other toughness oriented rules in EN ; JRC EUROPEAN COMMISION, 2008 [38] BS 7910 Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic structures; BSI,

78 Publikace autora [39] JŮZA A., ROTTER T., ; Teoretické a konštrukčné problémy oceľových a drevených konštrukcií, Stavebna fakulta STU: Bratislava, 2006, ISBN % [40] JŮZA A., Lomová houževnatost stavebních ocelí; Sborník semináře doktorandů katedry ODK, FSv ČVUT: Praha, 2006, ISBN [41] JŮZA A., Vliv svařování na lomovou houževnatost; Sborník semináře doktorandů katedry ODK, FSv ČVUT: Praha, 2007, ISBN [42] JŮZA A., ROTTER T., Experimentální vyšetření lomové houževnatosti oceli S355NL ; Experiment 07, Akademické nakladatelství CERM: Brno, 2007, ISBN % [43] JŮZA A., Fracture Toughness of Steel S355 NL; Proceedings of Workshop 2008, ČVUT: Praha, 2008, ISBN [44] JŮZA A., Vliv svařování na lomovou houževnatost; Konstrukce, Ostrava, 2008, ISSN [45] JŮZA A., Lomová a vrubová houževnatost oceli S355NL; Sborník semináře doktorandů katedry ODK, FSv ČVUT: Praha, 2008, ISBN

79 Přílohy

80 Obsah PŘÍLOHA A... 2 A.1 Statická lomová houževnatost... 3 A.2 Výroba zkušebních těles... 3 A.3 Příprava experimentu... 4 A.4 Experiment... 5 A.5 Měření veličin na lomových plochách... 8 A.6 Přehled zkoušených vzorků... 9 A.7 Vyhodnocení A.8 Shrnutí výsledků A.9 Závěr PŘÍLOHA B B.1 Dynamická lomová houževnatost B.2 Výroba zkušebních těles B.3 Příprava experimentu B.4 Experiment B.5 Měření veličin na lomových plochách B.6 Přehled zkoušených vzorků B.7 Vyhodnocení B.8 Shrnutí výsledků B.9 Závěr PŘÍLOHA C C.1 Vrubová houževnatost C.2 Výroba zkušebních těles a příprava experimentu C.3 Experiment C.4 Přehled zkoušených vzorků, vyhodnocení a shrnutí výsledků C.5 Závěr PŘÍLOHA D D.1 Zkoušky tvrdosti D.2 Průběh tvrdosti D.3 Tvrdost tepelně ovlivněné oblasti D.4 Zkouška tvrdosti svaru D.5 Závěr PŘÍLOHA E E.1 Ostatní materiálové zkoušky, křehký lom E.2 Zkouška tahem E.3 Materiálové listy E.4 Chemické složení E.5 Protokol o svařování E.6 Mikrostruktura E.7 Rozvoj křehkého lomu

81 PŘÍLOHA A - 2 -

82 A.1 Statická lomová houževnatost Metodika stanovení statické lomové houževnatosti je uvedena v ISO [32]. Dle této normy byl určen tvar zkušebních těles pro namáhání v trojbodovém ohybu (3PB). Pro zvolenou tloušťku plechu 50 mm byly stanoveny rozměry zkušebních těles, a to 50x100x400 mm. Předmětem zkoumání je lomová houževnatost základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) v závislosti na teplotě. Jako referenční teploty byly zvoleny tři hodnoty: -50 C, -35 C a +20 C. A.2 Výroba zkušebních těles Pro výrobu vzorků byl k dispozici plech o velikosti 1100x2700 mm, viz obr. 1. Plech byl na dvou místech rozříznut, hrany ohoblovány a následně svařen tupým svarem. Svar X byl proveden běžnou technologií pro svařování ocelí do nízkých teplot při tloušťce 50 mm. Z takto připraveného plechu byly plamenem vyříznuty vzorky, které byly do finální podoby upraveny frézováním. Tento postup byl zvolen proto, aby vzorky nebyly tepelně ovlivněny od řezání plamenem. Plech byl vyválcován ve firmě VÍTKOVICE STEEL, a.s. a jeho materiálové vlastnosti jsou uvedeny v příloze E. Řezání, svaření a následnou výrobu zkušebních těles provedla firma METROSTAV a.s., Divize 7. Obr. 1 Výroba zkušebních těles Pro zkoušku statické lomové houževnatosti je nutné na zkušebních tělesech vytvořit ostrý iniciační vrub pro únavovou trhlinu. V daném případě byl zvolen vrub Chevron, viz obr. 2. Vyfrézování vrubů provedla firma SVÚM a.s

83 Obr. 2 Vrub Chevron A.3 Příprava experimentu Přípravná fáze, samotný experiment i jeho vyhodnocení bylo provedeno v laboratořích Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Na zkušebních tělesech s vyfrézovaným vrubem byly nacyklovány únavové trhliny. Podle normy [32] musí být splněno kritérium počáteční délky trhliny: 0,45 a / W 0,70 (1) kde a je celková počáteční délka trhliny včetně iniciačního vrubu a W je šířka zkušebního tělesa, v našem případě W = 100 mm. Pro nacyklování byla určena počáteční délka trhliny a 0 cca mm. Charakteristiky nacyklování počátečních únavových trhlin pro jednotlivé zkoušené vzorky jsou uvedeny v tab. 1. V průběhu cyklického zatěžování na stroji MTS 500 byla postupně snižována maximální síla F max až do hodnoty F max, fin, aby byla minimalizována plastická oblast na čele trhliny. Potřebný počet cyklů pro nacyklování trhlin v HAZ může být ovlivněn tím, že vrub na krajích zkušebního tělesa částečně prochází oblastí promíchaného svarového kovu se základním materiálem s tepelnými změnami v mikrostruktuře od svařování. Tab. 1 Nacyklování únavových trhlin BM HAZ Vzorek Fmax Fmin Fmax, fin f N kn kn kn Hz cyklů 1 100,0 10, ,0 10,0 60, ,0 10,0 85, a 100,0 10,0 74, a 100,0 10,0 72, ,0 10,0 97, c 130,0 10,0 107, c 127,5 11, c 127,5 11,3 106,

84 A.4 Experiment Zatěžování těles v trojbodovém ohybu, se vzdáleností podpor S, probíhalo na stroji MTS 500, který umožňuje vyvinout sílu až 500 kn. Experiment byl řízen deformací s nízkou rychlostí zatěžování 1 mm/min. Síla z lisu byla na prostě uložené zkušební těleso přenášena přes ocelový váleček umístěný uprostřed rozpětí. V průběhu zatěžování je měřena síla F a k ní příslušný průhyb δ uprostřed tělesa pomocí extenzometru MTS, viz obr. 3. Dvojice hodnot síla-průhyb jsou po malých časových intervalech ukládány v elektronické formě pro zpracování v tabulkovém programu. Obr. 3 Schéma zatěžování v trojbodovém ohybu Pro experimenty za nízkých teplot byla použita uzavřená komora z polystyrénu a chlazení probíhalo vháněním kapalného dusíku, viz obr. 4 až 7. V souladu s [32] byla v komoře dosažena požadovaná teplota a udržována po dobu 45 minut před začátkem zatěžování, aby došlo k rovnoměrnému ochlazení vzorku po celé jeho tloušťce. Chlazení bylo řízeno automaticky podle teploty na povrchu vzorku měřené kontaktním teploměrem. Obr. 4 Zkušební zařízení s otevřenou chladící komorou - 5 -

85 Obr. 5 Pohled do chladící komory Obr. 6 Přívod dusíku a upevnění kontaktního teploměru - 6 -

86 Obr. 7 Automatické chlazení se zpětnou vazbou Vyšetřovaná jemnozrnná normalizačně válcovaná ocel by měla vykazovat houževnaté chování i při nízkých teplotách do cca -50 C. Jako první byla provedena zkouška při teplotě -35 C, při které došlo pouze ke stabilnímu nárůstu trhliny. Dále byly provedeny tři zkoušky při teplotě -50 C, dvakrát základní materiál a jednou tepelně ovlivněná oblast. Ke křehkému lomu došlo pouze u jednoho vzorku ze základního materiálu až při relativně velké síle a průhybu. Ze znalosti křehkolomového chování konstrukčních ocelí vyplývá, že při teplotách kolem -50 C se statická lomová houževnatost oceli S355NL dostává na svoji horní prahovou hodnotu. Proto byly zbylé vzorky zkoušeny při pokojové teplotě, aby bylo umožněno kvalitní vyhodnocení metodou J-R křivky. Toho bylo dosaženo vyvozením různých hodnot F MAX a u dvou vzorků i změnou rozpětí S, které způsobí jiný poměr mezi napětím na čele trhliny a průhybem vzorku. Ze záznamu síla-průhyb je pro další vyhodnocení určena maximální síla F MAX a vypočtena plastická složka práce U PL, viz obr. 8. Výpočet byl proveden v programu MS Excel integrační metodou. Záznam jednoho vzorku zpravidla obsahoval kolem 15 tisíc bodů. Proto byla provedena redukce na cca 150 bodů, které byly určeny aritmetickým průměrem z blízkého okolí vyšetřovaného bodu. V takto upraveném záznamu byl proveden výpočet plochy pod křivkou pomocí sčítání ploch lichoběžníků. Na závěr byla od celkové práce odečtena její elastická část určená maximální silou F MAX a sklonem získaným z elastické větve zatěžování

87 Obr. 8 Určení U PL Pozn.: Při zatěžování některých vzorků došlo k posunu kontaktu vzorku a extenzometru, čímž by byl výsledek zkreslen. Extenzometr byl v takových případech přestaven na původní kontaktní hranu. K tomuto jevu došlo při vyčerpání elastické únosnosti zbytkového průřezu. Ta část záznamu, která byla posunutím zkreslena, musela být z výsledného grafu závislosti síla-průhyb vyloučena. Ze závislosti síla-průhyb a výpočtu U PL u ostatních vzorků je možné konstatovat, že takto vyloučenou oblast lze lineárně nahradit. Pozn. 2: Přístroj MTS 500 zaznamenává vyvozenou tlakovou sílu se záporným znaménkem. A.5 Měření veličin na lomových plochách Na lomových plochách je třeba zjistit počáteční délku trhliny a 0 a velikost stabilního nárůstu délky trhliny Δa. Počáteční délka trhliny byla měřena ve třech řezech, ve čtvrtinách a v polovině tloušťky tělesa. Stabilní nárůst trhliny se měří v devíti bodech rovnoměrně rozložených po tloušťce tělesa tak, že oba krajní body jsou mírně odsazeny od okraje tělesa. Schéma měření je na obr. 9. Obr. 9 Měření na lomových plochách - 8 -

88 Počáteční délka trhliny a 0 byla vypočtena z naměřených hodnot aritmetickým průměrem. Velikost stabilního nárůstu trhliny Δa pak podle následujícího vzorce: 1 a1 + a9 Δa = + 8 a 2 i (2) 8 2 A.6 Přehled zkoušených vzorků Pro vyšetření statické lomové houževnatosti ve zvoleném teplotním rozsahu bylo použito celkem 9 zkušebních těles. Naměřené a vypočtené údaje ke každému vzorku jsou uvedeny na následujících stránkách. Seznam použitých symbolů: T zkušební teplota ( C) S vzdálenost podpor při namáhání vzorku v trojbodovém ohybu (mm) W šířka zkušebního tělesa (mm) B tloušťka zkušebního tělesa (mm) a 0 počáteční délka trhliny (mm) Δa stabilní nárůst trhliny (mm) F MAX maximální dosažená síla při zatěžování (kn) U PL plastická složka práce (J, N.m) Pozn.: Prvotně zvolený systém označení vzorků byl částečně přeznačen (u vzorků zkoušených za nízkých teplot došlo k číslování od 1 a vypuštění identifikátoru a pro BM a c pro HAZ). Vzorkům bylo zachováno to označení, které bylo použito v průběhu zatěžování na stroji MTS. Některé připravené vzorky nebyly pro experiment použity a tudíž jsou jejich čísla vynechána

89 Vzorek 1 Základní materiál Měřené veličiny T = -35 C Nárůst trhliny 0,40 0,30 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 57,93 mm 0,21 mm 161,0 kn 335 J 0,20 0,10 0, # Δa 0,15 0,10 0,20 0,34 0,31 0,21 0,23 0,16 0,12 Graf závislosti síly F na průhybu δ 0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

90 Vzorek 1a Základní materiál Měřené veličiny T = +20 C Nárůst trhliny 0,80 0,60 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 60,67 mm 0,47 mm 137,1 kn 473 J 0,40 0,20 0, # Δa 0,16 0,23 0,57 0,55 0,61 0,64 0,61 0,23 0,16 Graf závislosti síly F na průhybu δ 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

91 Vzorek 2 Tepelně ovlivněná oblast* Měřené veličiny T = -50 C Nárůst trhliny 0,60 0,45 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 55,67 mm 0,31 mm 192,8 kn 422 J 0,30 0,15 0, # Δa 0,21 0,20 0,41 0,37 0,44 0,40 0,32 0,16 0,15 Graf závislosti síly F na průhybu δ 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

92 Vzorek 3 Základní materiál Měřené veličiny T = -50 C Nárůst trhliny 0,40 0,30 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 57,10 mm 0,17 mm 160,2 kn 337 J 0,20 0,10 0, # Δa 0,05 0,17 0,28 0,31 0,24 0,12 0,13 0,10 0,03 Graf závislosti síly F na průhybu δ ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 δ [mm] F [kn] Pozn.: křehký lom Lomová plocha

93 Vzorek 4 Základní materiál Měřené veličiny T = -50 C Nárůst trhliny 1,20 0,90 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 57,33 mm 0,62 mm 166,0 kn 545 J 0,60 0,30 0, # Δa 0,37 0,29 0,59 0,86 0,80 1,01 0,69 0,41 0,22 Graf závislosti síly F na průhybu δ ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

94 Vzorek 5a Základní materiál Měřené veličiny T = +20 C Nárůst trhliny 0,40 0,30 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 250 mm 100,0 mm 50,4 mm 59,83 mm 0,15 mm 188,9 kn 188 J 0,20 0,10 0, # Δa 0,12 0,09 0,17 0,18 0,19 0,17 0,19 0,13 0,10 Graf závislosti síly F na průhybu δ ,5 1 1,5 2 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

95 Vzorek 51c Tepelně ovlivněná oblast* Nárůst trhliny Měřené veličiny T = +20 C 1,20 0,90 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 56,60 mm 0,50 mm 181,5 kn 582 J 0,60 0,30 0, # Δa 0,08 0,32 0,36 0,60 0,63 0,85 0,69 0,36 0,25 Graf závislosti síly F na průhybu δ ,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

96 Vzorek 54c Tepelně ovlivněná oblast* Nárůst trhliny Měřené veličiny T = +20 C 1,60 1,20 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 250 mm 100,0 mm 50,4 mm 58,03 mm 1,24 mm 272,8 kn 851 J 0,80 0,40 0, # Δa 0,65 0,85 1,36 1,47 1,43 1,47 1,33 1,01 1,33 Graf závislosti síly F na průhybu δ 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

97 Vzorek 55c Tepelně ovlivněná oblast* Měřené veličiny T = +20 C Nárůst trhliny 1,20 0,90 S = W = B = a 0 = Δa = F MAX = U PL = 350 mm 100,0 mm 50,4 mm 56,20 mm 0,64 mm 186,2 kn 601 J 0,60 0,30 0, # Δa 0,32 0,41 0,74 0,80 0,90 0,76 0,68 0,45 0,41 Graf závislosti síly F na průhybu δ 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5 δ [mm] F [kn] Pozn.: podkritický nárůst trhliny Lomová plocha

98 A.7 Vyhodnocení Vypočítat hodnotu statické lomové houževnatosti pomocí J-integrálu lze pouze v případě, že dojde ke křehkému porušení vzorku. Pokud dojde pouze k podkritickému šíření trhliny, lze pro výpočet použít metodu J-R křivky. Pomocí této metody lze určit lomovou houževnatost na její horní prahové úrovni. Jednotlivé postupy jsou popsány v [32]. A.7.1 J-integrál Houževnatost vyjádřená J-integrálem se skládá z elastické (J 1 ) a plastické (J 2 ) složky. Pro namáhání v trojbodovém ohybu se tyto složky vypočtou z rovnic: J 1 = S W F MAX ( B B W ) N 0,5 g 1 a 0 W 2 2 ( 1 ν ) E (3) J 2 = B N 2 U PL 1 Δa ( W a ) ( ) 0 2 W a0 (4) kde B N = B pro tělesa s obdélníkovým průřezem a g 1 je tvarová funkce: 0,5 2 a0 a0 a0 3,93 a0 2,7 a 0 3 1,99 1 2, a0 W W W W W g 1 = (5) 1,5 W 2 a0 a W 1 W Sečtením obou složek J 1 a J 2 se získá houževnatost vyjádřená J-integrálem a výsledky jsou shrnuty v tab. 2. Tab. 2 Výpočet J Vzorek Oblast Teplota S W B ao FMAX Δa UPL W-ao ao/w g1(ao/w) J1 J2 J C mm mm mm mm kn mm N.m mm - - kpa.m kpa.m kpa.m 4 BM ,0 50,4 57,33 166,0 0, ,67 0,57 3,41 67,1 503, BM ,0 50,4 57,93 161,0 0, ,07 0,58 3,49 65,9 315, a BM ,0 50,4 60,67 137,1 0, ,33 0,61 3,87 58,9 474, a BM ,0 50,4 59,83 188,9 0, ,17 0,60 3,75 53,4 185, HAZ ,0 50,4 55,67 192,8 0, ,33 0,56 3,22 80,4 376, c HAZ ,0 50,4 56,60 181,5 0, ,40 0,57 3,32 76,1 529, c HAZ ,0 50,4 56,20 186,2 0, ,80 0,56 3,28 77,8 540, c HAZ ,0 50,4 58,03 272,8 1, ,97 0,58 3,50 97,3 792, BM ,0 50,4 57,10 160,2 0, ,90 0,57 3,38 61,4 311,7 373 E = 210 GPa ν = 0,3 Takto vypočtená hodnota lomové houževnatosti J vyjádřené J-integrálem je platná pouze u vzorku 3, kde došlo ke křehkému porušení při teplotě -50 C. Hodnoty J-integrálu ze zkoušek na ostatních tělesech dále vstupují do výpočtu hodnoty lomové houževnatosti pomocí J-R křivky

99 A.7.2 J-R křivka Metoda J-R křivky vychází z hodnot J-integrálu. Jde o nárůst hodnot J-integrálu v závislosti na stabilním nárůstu trhliny Δa, viz obr. 10, kterou lze vynést v grafické nebo tabulkové formě. Analyticky lze její tvar vyjádřit mocninnou funkcí: J c2 = c1 Δa (6) Pro kvalitní vynesení J-R křivky je vhodné mít co nejvíce bodů [Δa, J] rozmístěných dle pravidel stanovených v [32]. Pro stanovení konkrétní hodnoty lomové houževnatosti je nejprve třeba sestrojit řídící přímku, tzv. construction line. K její konstrukci lze použít rovnici z [32]: J = 3, 75 Rm Δa (7) kde R m je mez pevnosti materiálu. Průsečík J-R křivky a přímky rovnoběžné s řídící přímkou odsazenou o Δa = 0,2 mm určuje hodnotu lomové houževnatosti J 0,2BL. V podstatě se jedná o smluvní hodnotu houževnatosti, kterou je možné použít jako porovnávací kritérium lomové mechaniky. Pro tuto hodnotu lze dále vyšetřit, jestli je závislá na tloušťce tělesa B nebo odpovídá základní lomové houževnatosti J IC. Obr. 10 Vynesení J-R křivky a určení lomové houževnatosti J 0,2BL Při vynesení všech bodů [Δa, J] pro vzorky ze základního materiálu (světle modrá) i z tepelně ovlivněné oblasti (fialová) do jednoho grafu je, při uvážení rozptylu u zkoušek houževnatosti, vidět, že téměř kopírují shodnou křivku, viz tab. 3 a obr. 11. Taková shoda mezi základním materiálem (BM) a tepelně ovlivněnou oblastí (HAZ) by za předpokladu vážnější změny v mikrostruktuře byla velmi neobvyklá, viz kap

100 Tab. 3 Body J-R křivky Vzorek Oblast Δa J 4 0, , BM 1a 0, a 0, , c 0, HAZ 55c 0, c 1, F [kn] y = 812,29x 0,561 R 2 = 0, Δa [mm] 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 Obr. 11 Body J-R křivky Pravděpodobně lze tuto shodu vysvětlit tak, že u vzorků pro vyšetření tepelně ovlivněné oblasti nebyly při svařování v místě vrubu dostatečně vysoké teploty na to, aby došlo k nějakému vážnějšímu ovlivnění mikrostruktury. Tato hypotéza je podpořena vizuálně, kde je na obr. 12 vidět vzdálenost vrubu od svaru, kterou lze porovnat s velikostí oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Také použitá technologie svařování na takto tlustém plechu minimalizuje velikost tepelně ovlivněné oblasti, do jaké se mohou šířit teploty dostatečně vysoké pro ovlivnění mikrostruktury. Vruby na těchto vzorcích prochází tepelně ovlivněnou oblastí pouze na úplných krajích zkušebního tělesa, kde je stav rovinné napjatosti, tudíž ani zde nelze očekávat žádnou viditelnou změnu v houževnatosti. Z výše uvedeného vyplývá, že tato tělesa musí být do výpočtů považována za základní materiál

101 Obr. 12 Vzdálenost tepelně ovlivněné oblasti od vrubu A.7.3 Výpočet J 0,2BL a určení nezávislosti na tloušťce tělesa V tab. 4 a obr. 13 je uveden výpočet hodnoty statické lomové houževnatosti základního materiálu na své horní prahové úrovni. Do výpočtu J-R křivky bylo zahrnuto všech 8 vzorků s podkritickým nárůstem trhliny. Rovnice řídící přímky doporučená normou se zdá být vyhovující pro ocel S355NL. Tab. 4 Výpočet J 0,2BL Vzorek Oblast Teplota S W B ao FMAX Δa UPL W-ao ao/w g1(ao/w) J1 J2 J C mm mm mm mm kn mm N.m mm - - kpa.m kpa.m kpa.m 4 BM ,0 50,4 57,33 166,0 0, ,67 0,57 3,41 67,1 503, BM ,0 50,4 57,93 161,0 0, ,07 0,58 3,49 65,9 315, a BM ,0 50,4 60,67 137,1 0, ,33 0,61 3,87 58,9 474, a BM ,0 50,4 59,83 188,9 0, ,17 0,60 3,75 53,4 185, BM* ,0 50,4 55,67 192,8 0, ,33 0,56 3,22 80,4 376, c BM* ,0 50,4 56,60 181,5 0, ,40 0,57 3,32 76,1 529, c BM* ,0 50,4 56,20 186,2 0, ,80 0,56 3,28 77,8 540, c BM* ,0 50,4 58,03 272,8 1, ,97 0,58 3,50 97,3 792,7 890 E = 210 GPa ν = 0,3 Rp0.2 = 359 MPa Rm = 529 MPa Vzorek Δa J 5a 0, , , a 0, c 0, , c 0, c 1, Rovnice řídící přímky: J = 3,75 Rm Δa = 1984 Δa

102 J [kpa.m] J 0,2BL y = 812,29x 0,561 R 2 = 0, Δa [mm] 0 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 Obr. 13 Výpočet J 0,2BL J 0,2BL lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík odsazené řídící přímky a J-R křivky: 0, 561 ( Δa 0,2) = J = J = 812,29 Δ 1984 a (8) CL Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,467 mm a J 0,2BL = 530 kpa.m. J R Aby byla J-R křivka platná, je třeba ověřit obor platnosti každého vzorku použitého do výpočtu podle následujících vztahů: ( W ) Δ = 0,10 a (9) a MAX [( R R )/ 40] MAX, 1 0 p0,2 m 0 J = a + (10) [( R R )/ 40] J = B + (11) MAX, 2 p0,2 m ( W a ) [( R R )/ 40] J = + (12) MAX, 3 0 p0,2 m kde R p0,2 značí mez kluzu, resp. smluvní mez kluzu. Souhrnné posouzení je uvedeno v tab. 5. Tab. 5 Obor platnosti vzorků J-R křivky Vzorek Δa amax J Jmax,1 Jmax,2 Jmax,3 Platnost mm mm kpa.m kpa.m kpa.m kpa.m Platnost 4 0,62 Ano Ano 1 0,21 Ano Ano 1a 0,47 Ano Ano 5a 0,15 Ano Ano 4,22 2 0,31 Ano Ano 51c 0,50 Ano Ano 55c 0,64 Ano Ano 54c 1,24 Ano Ano

103 Dalšími kritérii platnosti vypočtené hodnoty J 0,2BL jsou následující omezení. První určuje její maximální hodnotu a druhé kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou: J 0,2BL = 530 J MAX, i = 873 [kpa.m] (13) dj J R 3,75 R m = 1984 > 2 = 1270 (14) da 0,2BL Všechna kritéria pro použité vzorky i obě omezení byla splněna. Horní prahová hodnota statické lomové houževnatosti oceli S355 NL vyjádřená J 0,2BL = 530 kpa.m. Výpočet nezávislosti J 0,2BL (= J IC ) na tloušťce tělesa při B = 50,4 mm musí splnit kritérium (14) a dále je ověřen následujícími nerovnicemi: ( R + R ) = 23,9 a 57, 8 40 J 0,2BL / p0,2 m 0 = [mm] (15) ( R + R ) = 23,9 B 50, 4 40 J 0,2BL / p0, 2 m = [mm] (16) ( R + R ) = 23,9 ( W a ) 42, 2 40 J 0,2BL / p0,2 m 0 = [mm] (17) Splněním těchto kritérií je prokázáno, že se jedná o hodnotu základní lomové houževnatosti, tedy houževnatosti ve stavu rovinné deformace, viz kapitola A.8 Shrnutí výsledků Tímto experimentem byl vyšetřen základní materiál, ale nepodařilo se prozkoumat tepelně ovlivněnou oblast. Styk pásnic tloušťky 50 mm se běžně provádí X svarem (případně nesymetrickým X svarem) a vzhledem k jeho geometrii není reálně možné odhadnout vhodnou polohu vrubu pro experiment tak, aby zasahoval pouze do tepelně ovlivněné zóny, která je vůči rovině lomu odkloněna, je velmi úzká a její mechanické i křehkolomové vlastnosti se mohou rychle měnit. Proto je záhodno odvodit její houževnatost jinými metodami, které nejsou závislé na přesném zvolení polohy vrubu a dokáží postihnout změnu v mikrostruktuře přes šířku tepelně ovlivněné oblasti. S tímto vědomím byl učiněn pokus o prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti, viz příloha D. Pro praktické využití se houževnatost vyjádřená J IC převádí na houževnatost vyjádřenou faktorem intenzity napětí K JC podle (18). J E K JC = (18) IC 2 ( 1 ν ) Zjištěné výsledky je třeba interpretovat ve vztahu k teplotě a jejich shrnutí je uvedeno v tab. 6 a na obr. 14. Přibližně kolem teploty -45 C se dostává statická lomová houževnatost základního materiálu na své horní prahové hodnoty

104 Tab. 6 Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Oblast Teplota JIC φjic KJC C kpa.m kpa.m MPa.m^0, BM BM 50 T [ C] Obr. 14 Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě KJC [MPa.m 0,5 ] A.9 Závěr Byly vyšetřeny hodnoty základní statické lomové houževnatosti základního materiálu S355NL v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Experiment byl připraven a proveden v souladu s normou [32]

105 PŘÍLOHA B

106 B.1 Dynamická lomová houževnatost Metodika stanovení dynamické lomové houževnatosti je popsána v ČSN EN ISO [33]. Tvar a velikost zkušebních těles vychází z možností zkušebního zařízení. Při použití instrumentovaného kladiva Charpy jsou zkušební vzorky shodné s tělesy používanými pro běžné zkoušky vrubové houževnatosti, tedy 10x10x55 mm. V průběhu experimentu byl zkoumán základní materiál (BM) a tepelně ovlivněná oblast (HAZ). Shodně jako pro zkoušky statické lomové houževnatosti byly zvoleny tři referenční teploty: -50 C, -35 C a +20 C. B.2 Výroba zkušebních těles Zkušební tělesa byla vyrobena ze stejného plechu jako tělesa pro vyšetřování statické lomové houževnatosti. Kvůli dosažení co nejmenšího ovlivnění mikrostruktury od výroby, byla tělesa vyřezána mechanicky a do finální podoby následně frézována. Pro zkoušení tepelně ovlivněné oblasti byly vzorky vyříznuty tak, aby oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem ležela uprostřed, tedy v místě budoucího vrubu. Výrobu zajistily firmy METROSTAV a.s., Divize 7 a Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. B.3 Příprava experimentu Finální úprava zkušebních těles probíhala v laboratořích Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Nejprve byl uprostřed každého tělesa vyfrézován V-vrub hloubky 2 mm a následně z něj nacyklována únavová trhlina, viz obr. 1. Počáteční délka trhliny a 0 byla zvolena podle kritéria (1) uvedeného v normě [32], tedy cca 5,5-6,0 mm. Obr. 1 Zkušební těleso Charakteristiky nacyklování únavových trhlin pro zkoušené vzorky jsou uvedeny v tabulce 1. V průběhu cyklického zatěžování na stroji MTS 500 byla postupně snižována maximální síla, aby byla minimalizována plastická oblast na čele trhliny

107 Tab. 1 Nacyklování únavových trhlin BM HAZ Vzorek Fmax Fmin Fmax fin f N kn kn kn Hz cyklů E7 8,0 0,8 3, E8 8,0 0,8 3, E9 8,0 0,8 2, E10 8,0 0,8 3, E11 8,0 0,8 3, E12 8,0 0,8 3, E51 8,0 0,8 2, E52 8,5 0,8 2, E53 8,0 0,8 3, E54 7,5 0,8 2, E55 8,0 0,8 2, E56 8,0 0,8 3, F5 8,0 0,8 4, F6 8,0 0,8 3, F7 8,0 0,8 4, F8 8,0 0,8 4, F9 8,0 0,8 4, F10 8,0 0,8 4, F13 8,0 0,8 4, F14 8,0 0,8 5, F15 8,0 0,8 4, F25 8,0 0,8 4, F26 8,0 0,8 4, F27 8,0 0,8 4, B.4 Experiment Zkouška probíhala na instrumentovaném kladivu Charpy, viz obr. 2 a 3. Pro vyhodnocení dle [33] je potřeba získat záznam ve tvaru síla-průhyb. Aby bylo dosaženo použitelných výsledků, bylo nutné snížit počáteční energii nárazu břitu kyvadla do vzorku, viz obr. 4. Toho bylo dosaženo vypouštěním kyvadla z úhlu 30 tehdy, kdy byl předpoklad na křehké porušení vzorku. U vzorků pro stanovení J-R křivky byl tento úhel zvolen v rozmezí cca 10 až 30, čímž bylo dosaženo rozdílného nárůstu trhliny Δa

108 Obr. 2 Kladivo Charpy Obr. 3 Instrumentovaný břit kladiva

109 Obr. 4 Počáteční úhel břitu kladiva Chlazení zkušebních těles je zobrazeno na obr. 5 a probíhalo v nádobě se směsí lihu a kapalného dusíku. Směs s ponořenými tělesy byla namíchána a udržována na požadované teplotě po dobu 10 až 15 minut. Měření teploty probíhalo kontinuálně teploměrem s ponornou sondou. Poté byl vzorek vyjmut, a s co nejmenší časovou prodlevou umístěn do opěr kladiva a spuštěno kyvadlo se záznamem měření. Obr. 5 Chladící nádoba a teploměr Použité instrumentované kladivo měří záznam pouze ve tvaru síla-čas. Tyto záznamy musely být dále převedeny do tvaru síla-průhyb. K tomu byl použit software vytvořený pracovníky Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Ze záznamu síla-průhyb je pro další vyhodnocení určena maximální síla F MAX a vypočtena plastická složka práce U PL, obdobně jako v kapitole A.4. Výjimkou je určení U PL, pokud došlo ke křehkému lomu. Pak je vyhodnocení záznamu ukončeno tam, kde došlo k náhlému poklesu síly, viz obr

110 Obr. 6 Určení U PL B.5 Měření veličin na lomových plochách Shodně s kapitolou A.5 byla na lomových plochách zjištěna počáteční délka trhliny a 0 a velikost stabilního nárůstu délky trhliny Δa. B.6 Přehled zkoušených vzorků K vyšetření dynamické lomové houževnatosti ve zvoleném teplotním rozsahu bylo celkem použito 12 zkušebních těles pro základní materiál a 12 zkušebních těles pro tepelně ovlivněnou oblast. Naměřené a vypočtené údaje ke každému vzorku jsou uvedeny na následujících stránkách. Seznam použitých symbolů: T zkušební teplota ( C) S vzdálenost podpor při namáhání vzorku v trojbodovém ohybu (mm) W šířka zkušebního tělesa (mm) B tloušťka zkušebního tělesa (mm) a 0 počáteční délka trhliny (mm) Δa stabilní nárůst trhliny (mm) F MAX maximální dosažená síla při zatěžování (kn) U PL plastická složka práce (J, N.m) Pozn.: Vzorky jsou primárně označeny písmeny E pro základní materiál a F pro tepelně ovlivněnou oblast

111 Vzorek E51 Základní materiál Měřené veličiny T = -47 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,43 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 8,0 kn U PL = 4,2 J Pozn.: křehký lom Vzorek E52 Základní materiál Měřené veličiny T = -47 C Graf závislosti síly F na průhybu δ F [kn] δ [mm] Graf závislosti síly F na průhybu δ 6 4 F [kn] S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 6,02 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 5,4 kn U PL = 0,0 J Pozn.: křehký lom Vzorek E51 Lomová plocha δ [mm] Vzorek E52 Lomová plocha

112 Vzorek E53 Základní materiál Měřené veličiny T = -47 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,65 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 7,5 kn U PL = 0,3 J Pozn.: křehký lom Vzorek E54 Základní materiál Měřené veličiny T = -35 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,81 mm Δa = 0,18 mm F MAX = 3,6 kn U PL = 4,6 J Pozn.: křehký lom Vzorek E53 Lomová plocha Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Vzorek E54 Lomová plocha

113 Vzorek E55 Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 5 Měřené veličiny 4 T = -35 C S = 40 mm 3 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 2 a 0 = 5,51 mm 1 Δa = 1,19 mm δ [mm] F MAX = 3,9 kn 0 U PL = 20,0 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek E56 Základní materiál Měřené veličiny T = -35 C Graf závislosti síly F na průhybu δ 4 3 S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,50 mm Δa = 0,16 mm F MAX = 3,8 kn U PL = 3,8 J Pozn.: křehký lom Vzorek E55 Lomová plocha F [kn] δ [mm] Vzorek E56 Lomová plocha

114 Vzorek E7 Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,55 mm 0 Δa = 1,63 mm δ [mm] F MAX = 3,4 kn -1 U PL = 18,0 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek E8 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,28 mm 0 Δa = 1,04 mm δ [mm] F MAX = 3,5 kn -1 U PL = 15,5 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek E7 Lomová plocha Vzorek E8 Lomová plocha

115 Vzorek E9 Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,76 mm 0 Δa = 0,78 mm δ [mm] F MAX = 3,0 kn -1 U PL = 12,4 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek E10 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,35 mm 0 Δa = 0,52 mm δ [mm] F MAX = 3,3 kn -1 U PL = 10,3 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek E9 Lomová plocha Vzorek E10 Lomová plocha

116 Vzorek E11 Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,26 mm 0 Δa = 0,45 mm δ [mm] F MAX = 3,7 kn -1 U PL = 8,8 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek E12 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,18 mm 0 Δa = 0,30 mm δ [mm] F MAX = 3,3 kn -1 U PL = 6,3 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek E11 Lomová plocha Vzorek E12 Lomová plocha

117 Vzorek F25 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -47 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,05 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 11,4 kn U PL = 2,4 J Pozn.: křehký lom Vzorek F26 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -47 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,16 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 10,2 kn U PL = 3,4 J Pozn.: křehký lom Vzorek F25 Lomová plocha Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Vzorek F26 Lomová plocha

118 Vzorek F27 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -47 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,55 mm Δa = 0,00 mm F MAX = 8,0 kn U PL = 0,4 J Pozn.: křehký lom Vzorek F13 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -35 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,10 mm Δa = 0,26 mm F MAX = 5,8 kn U PL = 7,7 J Pozn.: křehký lom Vzorek F27 Lomová plocha Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Vzorek F13 Lomová plocha

119 Vzorek F14 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -35 C Graf závislosti síly F na průhybu δ 8 6 F [kn] S = 40 mm W = 10,0 mm 4 B = 10,0 mm a 0 = 4,84 mm 2 Δa = 0,64 mm δ [mm] F MAX = 6,6 kn 0 U PL = 19,9 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek F15 Tepelně ovlivněná oblast Měřené veličiny T = -35 C S = 40 mm W = 10,0 mm B = 10,0 mm a 0 = 5,24 mm Δa = 0,02 mm F MAX = 4,4 kn U PL = 1,9 J Pozn.: křehký lom Vzorek F14 Lomová plocha Graf závislosti síly F na průhybu δ δ [mm] F [kn] Vzorek F15 Lomová plocha

120 Vzorek F5 Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,17 mm 0 Δa = 1,30 mm F MAX = 3,7 kn -1 δ [mm] U PL = 22,1 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek F6 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 4 Měřené veličiny 3 T = +23 C S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,18 mm 0 Δa = 0,84 mm δ [mm] F MAX = 3,5 kn -1 U PL = 18,3 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek F5 Lomová plocha Vzorek F6 Lomová plocha

121 Vzorek F7 Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 5 Měřené veličiny 4 T = +23 C 3 S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,02 mm 0 Δa = 0,45 mm δ [mm] F MAX = 4,0 kn -1 U PL = 13,6 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek F8 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 5 Měřené veličiny 4 T = +23 C 3 S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,33 mm 0 Δa = 0,23 mm δ [mm] F MAX = 4,5 kn -1 U PL = 10,7 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek F7 Lomová plocha Vzorek F8 Lomová plocha

122 Vzorek F9 Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 5 Měřené veličiny 4 T = +23 C 3 S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,60 mm 0 Δa = 0,20 mm δ [mm] F MAX = 4,0 kn -1 U PL = 8,0 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek F10 F [kn] Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast 5 Měřené veličiny 4 T = +23 C 3 S = 40 mm 2 W = 10,0 mm B = 10,0 mm 1 a 0 = 5,70 mm 0 Δa = 0,11 mm δ [mm] F MAX = 4,2 kn -1 U PL = 6,6 J Pozn.: podkritický nárůst trhliny F [kn] Vzorek F9 Lomová plocha Vzorek F10 Lomová plocha

123 B.7 Vyhodnocení Postup pro vyhodnocení dynamické lomové houževnatosti a následný výpočet J-R křivky byl popsán v kap. A.7.1 a A.7.2. Obecně platí, že vypočtené hodnoty ze zkoušek dynamické lomové houževnatosti jsou vzhledem k rychlosti zatěžování a malým zkušebním tělesům ovlivněny značným rozptylem. Poměrně veliký vliv může mít i poloha čela trhliny na mikrostrukturální úrovni. Zvětšení rozptylu lze taktéž očekávat v přechodové oblasti. B.7.1 J-Integrál a J-R křivka Výsledky vyhodnocení pro základní materiál (BM) i tepelně ovlivněnou oblast (HAZ) vyjádřené J-integrálem jsou shrnuty v tab. 2. Tab. 2 Výpočet J Vzorek Oblast Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/w g1(ao/w) J1 J2 J C mm mm mm mm kn mm N.m mm kpa.m kpa.m kpa.m E ,0 10,0 5,43 8,0 0,00 4,2 4,57 0,54 3,07 41,8 183,8 226 E52 BM ,0 10,0 6,02 5,4 0,00 0,0 3,98 0,60 3,80 29,2 0,0 29 E ,0 10,0 5,65 7,5 0,00 0,3 4,35 0,57 3,31 42,8 13,8 57 E ,0 10,0 5,81 3,6 0,18 4,6 4,19 0,58 3,51 11,1 214,9 226 E55 BM ,0 10,0 5,51 3,9 1,19 20,0 4,49 0,55 3,15 10,6 772,8 783 E ,0 10,0 5,50 3,8 0,16 3,8 4,50 0,55 3,14 9,9 165,9 176 E ,0 10,0 5,55 3,4 1,63 18,0 4,45 0,56 3,20 8,2 660,8 669 E ,0 10,0 5,28 3,5 1,04 15,5 4,72 0,53 2,92 7,2 584,4 592 E ,0 10,0 5,76 3,0 0,78 12,4 4,24 0,58 3,45 7,4 531,1 539 BM E ,0 10,0 5,35 3,3 0,52 10,3 4,65 0,54 2,99 6,7 418,2 425 E ,0 10,0 5,26 3,7 0,45 8,8 4,74 0,53 2,90 8,0 353,7 362 E ,0 10,0 5,18 3,3 0,30 6,3 4,82 0,52 2,82 6,0 253,3 259 F ,0 10,0 5,05 11,4 0,00 2,4 4,95 0,51 2,71 65,9 97,0 163 F26 HAZ ,0 10,0 5,16 10,2 0,00 3,4 4,84 0,52 2,80 56,7 140,5 197 F ,0 10,0 5,55 8,0 0,00 0,4 4,45 0,56 3,20 45,4 18,0 63 F ,0 10,0 5,10 5,8 0,26 7,7 4,90 0,51 2,75 17,6 305,9 324 F14 HAZ ,0 10,0 4,84 6,6 0,64 19,9 5,16 0,48 2,53 19,4 723,5 743 F ,0 10,0 5,24 4,4 0,02 1,9 4,76 0,52 2,88 11,1 79,7 91 F ,0 10,0 5,17 3,7 1,30 22,1 4,83 0,52 2,81 7,5 792,0 799 F ,0 10,0 5,18 3,5 0,84 18,3 4,82 0,52 2,82 6,8 693,2 700 F ,0 10,0 5,02 4,0 0,45 13,6 4,98 0,50 2,68 8,0 521,5 529 HAZ F ,0 10,0 5,33 4,5 0,23 10,7 4,67 0,53 2,97 12,3 447,0 459 F ,0 10,0 5,60 4,0 0,20 8,0 4,40 0,56 3,25 11,7 355,4 367 F ,0 10,0 5,70 4,2 0,11 6,6 4,30 0,57 3,37 13,9 303,1 317 E = 210 GPa ν = 0,3 Houževnatost vyjádřená J-integrálem je platná u vzorků za nízkých teplot, kde došlo ke křehkému porušení, tedy při teplotě -50 a -35 C. Do dalšího vyhodnocování nebudou zahrnuty vzorky E55, F14 a F15, které vykazují příliš velké odchylky od ostatních zkoušených vzorků. Ze zkoušek na tělesech za pokojové teploty je třeba stanovit hodnotu lomové houževnatosti pomocí J-R křivky

124 B.7.2 Výpočet J 0,2 Aby nedošlo k výraznému ovlivnění výpočtů J-R křivky, je vhodné omezit platnost jednotlivých použitých vzorků podle: ( W ) Δ = 0,25 a (19) a MAX 0 Tímto omezením je z dalších výpočtů vyřazen vzorek E7, u kterého je tato mez výrazně překročena. Rovnice řídící přímky doporučená normou [32] se i v případě určení dynamické lomové houževnatosti zdá být vyhovující pro ocel S355NL. V tab. 3 a obr. 7 je uveden výpočet hodnoty dynamické lomové houževnatosti základního materiálu na své horní prahové hranici. Tab. 3 Výpočet J 0,2 základního materiálu Vzorek Oblast Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/w g1(ao/w) J1 J2 J C mm mm mm mm kn mm N.m mm kpa.m kpa.m kpa.m E ,0 10,0 5,28 3,5 1,04 15,5 4,72 0,53 2,92 7,2 584,4 592 E ,0 10,0 5,76 3,0 0,78 12,4 4,24 0,58 3,45 7,4 531,1 539 E10 BM ,0 10,0 5,35 3,3 0,52 10,3 4,65 0,54 2,99 6,7 418,2 425 E ,0 10,0 5,26 3,7 0,45 8,8 4,74 0,53 2,90 8,0 353,7 362 E ,0 10,0 5,18 3,3 0,30 6,3 4,82 0,52 2,82 6,0 253,3 259 E = 210 GPa ν = 0,3 Rp0.2 = 359 MPa Rm = 529 MPa Vzorek Δa J E8 0, E9 0, E10 0, E11 0, E12 1, Rovnice řídící přímky: J = 3,75 Rm Δa = 1984 Δa J [kpa.m] J 0,2 y = 613,91x 0,6719 R 2 = 0, Δa [mm] 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 Obr. 7 Výpočet J 0,2 základního materiálu

125 Hodnotu J 0,2 lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík rovnice odsazené řídící přímky a J-R křivky: 0, 6719 ( Δa 0,2) = J = J = 613,91 Δ 1984 a (20) CL Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,354 mm a J 0,2 = 306 kpa.m. J R Je vhodné dodržet kritérium platnosti vypočtené hodnoty J 0,2, které kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou: dj J R 3,75 Rm = 1984 > 2 = 1160 (21) da 0,2 Kritérium pro použité vzorky i omezení sklonu J-R křivky byly splněny. Horní prahová hodnota dynamické lomové houževnatosti základního materiálu oceli S355NL vyjádřená J 0,2 = 306 kpa.m. V tab. 4 a obr. 8 je uveden výpočet hodnoty dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti na své horní prahové hranici. Je použita stejná rovnice řídící přímky jako pro základní materiál, jelikož materiálové charakteristiky tepelně ovlivněné oblasti nebyly zjištěny. Z praktického hlediska je komplikované určit místo, ze kterého by se případné vzorky pro tahovou zkoušku měly odebrat. Tab. 4 Výpočet J 0,2 tepelně ovlivněné oblasti Vzorek Oblast Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/w g1(ao/w) J1 J2 J C mm mm mm mm kn mm N.m mm kpa.m kpa.m kpa.m F ,0 10,0 5,17 3,7 1,30 22,1 4,83 0,52 2,81 7,5 792,0 799 F ,0 10,0 5,18 3,5 0,84 18,3 4,82 0,52 2,82 6,8 693,2 700 F ,0 10,0 5,02 4,0 0,45 13,6 4,98 0,50 2,68 8,0 521,5 529 HAZ F ,0 10,0 5,33 4,5 0,23 10,7 4,67 0,53 2,97 12,3 447,0 459 F ,0 10,0 5,60 4,0 0,20 8,0 4,40 0,56 3,25 11,7 355,4 367 F ,0 10,0 5,70 4,2 0,11 6,6 4,30 0,57 3,37 13,9 303,1 317 E = 210 GPa ν = 0,3 Rp0.2 = 359 MPa Rm = 529 MPa Vzorek Δa J F5 0, F6 0, F7 0, F8 0, F9 0, F10 1, Rovnice řídící přímky: J = 3,75 Rm Δa = 1984 Δa

126 J [kpa.m] J 0,2 y = 732,5x 0,3802 R 2 = 0, Δa [mm] 0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 Obr. 8 Výpočet J 0,2 tepelně ovlivněné oblasti Hodnotu J 0,2 lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík rovnice odsazené řídící přímky a J-R křivky: 0, 3802 ( Δa 0,2) = J = J = 732,50 Δ 1984 a (22) CL Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,479 mm a J 0,2 = 554 kpa.m. J R Je vhodné dodržet kritérium platnosti vypočtené hodnoty J 0,2, které kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou: dj J R 3,75 Rm = 1984 > 2 = 879 (23) da 0,2 Kritérium pro použité vzorky i omezení sklonu J-R křivky byly splněny. Horní prahová hodnota dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti oceli S355NL vyjádřená J 0,2 = 554 kpa.m. B.8 Shrnutí výsledků Pro praktické využití se houževnatost vyjádřená J ID převádí na houževnatost vyjádřenou faktorem intenzity napětí K JD podle (24). J E K JD = (24) ID 2 ( 1 ν ) Zjištěné výsledky je třeba interpretovat ve vztahu k teplotě a jejich shrnutí je uvedeno v tab. 5 a na obr. 9. Přibližně kolem teploty -27 C se dostává dynamická lomová houževnatost základního materiálu i tepelně ovlivněné oblasti na své horní prahové hodnoty

127 Tab. 5 Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Oblast BM Teplota JID φjid KJD C kpa.m kpa.m MPa.m^0, HAZ BM HAZ 50 T [ C] Obr. 9 Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě KJD [MPa.m 0,5 ]

128 B.9 Závěr Byly vyšetřeny hodnoty dynamické lomové houževnatosti oceli S355NL pro oblast základního materiálu a tepelně ovlivněnou oblast v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Vyšetření dynamické lomové houževnatosti bylo připraveno a provedeno v souladu s normou [33] doplněnou o výpočetní mechanismy z normy [32]. Získané hodnoty pro základní materiál lze využít při praktických výpočtech. Vyšší hodnoty houževnatosti z tepelně ovlivněné oblasti, resp. z oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem, ukazují, že při použité technologii svařování pravděpodobně nebude v této oblasti slabé místo z hlediska houževnatosti. Je předpoklad, že konkrétní hodnoty v tepelně ovlivněné oblasti dále závisí na přesné poloze odebraného vzorku a jsou proměnné vzhledem k výšce i délce svaru. Provedeným experimentem je velmi obtížné výše zmíněné postihnout a proto by bylo třeba hledat alternativní postupy

129 PŘÍLOHA C

130 C.1 Vrubová houževnatost Vrubová houževnatost se stanovuje dle normy ČSN EN [34]. Zkušební tělesa mají rozměry 10x10x55 mm s V nebo U vrubem. V rámci této disertační práce byl zkoumán základní materiál (BM) a následně ověřen i svarový kov (WELD). Tepelně ovlivněnou oblast je výstižnější vyšetřovat pomocí jiných metod. Podobně jako u ostatních zkoušek lomové houževnatosti byly zvoleny referenční teploty: -50 C, -35 C, -5 C a +20 C. C.2 Výroba zkušebních těles a příprava experimentu Shodně s kapitolou B.2 byla vyrobena zkušební tělesa. Dále byl uprostřed každého tělesa vyfrézován V nebo U vrub hloubky 2 mm, viz obr. 1. Na výrobě se podílely firmy METROSTAV a.s., Divize 7, Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni a CZ Fermet Kladno. Obr. 1 Zkušební těleso C.3 Experiment Zkoušení jednotlivých vzorků probíhalo na běžném kladivu Charpy ve Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni a ve zkušebně CZ Fermet Kladno. Hlava kladiva je spouštěna z maximální úrovně a následně se z odpovídající stupnice odečte nárazová práce. Chlazení zkušebních těles bylo prováděno shodně s kapitolou B.4. Na obr. 2 je typický vzorek z oceli S355 NL po zkoušce vrubové houževnatosti

131 Obr. 2 Zkušební tělesa po přeražení C.4 Přehled zkoušených vzorků, vyhodnocení a shrnutí výsledků Na vyšetření základního materiálu bylo celkem použito 14 zkušebních těles s U-vruby (KCu- BM) a 6 zkušebních těles s V-vrubem (KCv-BM). Pro každou vyšetřovanou teplotu byly použity nejméně 3 vzorky. K ověření vrubové houževnatosti svarového kovu bylo použito celkem 9 zkušebních těles s U-vrubem (KCu-WELD). Nárazová práce je dále přepočtena na plochu [J/cm 2 ] a pro jednotlivé teploty vypočtena aritmetickým průměrem, viz tab. 1 a obr. 3. Pro porovnání jsou v tab. 1 uvedeny i hodnoty získané z materiálových listů s označením vzorků jako ML. V případě základního materiálu se tyto hodnoty výrazně liší od vlastních experimentů a protože nejsou blíže známy zkušební podmínky ani místo odběru vzorků, nebudou tyto přejaté hodnoty dále v práci použity. Pro svarový kov lze hodnoty získané z materiálových listů ( pro použitý přídavný materiál G3Si1 dle EN 440 považovat za odpovídající

132 Tab. 1 Vrubová houževnatost BM BM Vzorek Typ Teplota Práce Plocha Houževnatost [ C] [J] [cm2] [J/cm2] 1 KCu ,8 158,8 2 KCu ,8 157,5 3 KCu ,8 171,3 4 KCu ,8 165,0 5 KCu ,8 180,0 6 KCu ,8 172,5 7 KCu ,8 236,3 8 KCu ,8 218,8 9 KCu ,8 253,8 10 KCu ,8 240,0 11 KCu ,8 235,0 12 KCu ,8 233,8 13 KCu ,8 232,5 14 KCu ,8 247,5 ML KCv ,8 137,5 ML KCv ,8 148,8 15 KCv ,8 71,0 16 KCv ,8 40,0 17 KCv ,8 78,0 18 KCv ,8 225,0 19 KCv ,8 217,5 20 KCv ,8 195,0 Houževnatost [J/cm2] WELD WELD 21 KCu ,8 119,0 22 KCu ,8 100, KCu ,8 140,0 24 KCu ,8 140,0 25 KCu ,8 161, KCu ,8 150,0 27 KCu ,8 185,0 28 KCu ,8 178, KCu ,8 201,0 201 ML KCv ,8 87,5 88 ML KCv ,8 112,5 113 ML KCv ,8 187,

133 KCu-BM KCv-BM KCu-WELD KCv-WELD T [ C] Obr. 3 Vrubová houževnatost KC [J/cm 2 ] C.5 Závěr Byla vyšetřena vrubová houževnatost KCu2 oceli S355NL základního materiálu a svarového kovu v teplotním rozsahu -50 C až +20 C. Vrubová houževnatost KCv2 základního materiálu byla vyšetřena pro vybrané teploty -50 C a -5 C. Vrubová houževnatost se v některých případech vyjadřuje pouze hodnotou nárazové práce standardního zkušebního vzorku [J], nikoliv nárazové práce na jednotku plochy [J/cm 2 ]. Pro porovnání výsledků je tedy nezbytně nutné dodržet tyto fyzikální jednotky

134 PŘÍLOHA D

135 D.1 Zkoušky tvrdosti Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti zkouškami lomové houževnatosti, viz přílohy A a B, naráží na problém s místem odběru zkušebního tělesa, resp. polohy vrubu. Aby mohla být tepelně ovlivněná oblast prozkoumána a nalezeno její nejslabší místo z hlediska houževnatosti těmito destruktivními metodami, muselo by být provedeno velké množství náročných experimentů. Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti vychází ze znalosti, že se vzrůstající tvrdostí běžných stavebních ocelí jejich houževnatost klesá [1]. Lze předpokládat, že tato nepřímá úměra platí za podmínky neměnného chemického složení a dále pokud nebyla mikrostruktura cíleně upravena jiným tepelným procesem, např. žíháním nebo popouštěním. Samotné svařování změní mikrostrukturu v blízkosti svaru, ale nelze jej v tomto případě považovat za řízený proces s předem zvoleným výsledkem. Proto byla vybrána tvrdost jako zprostředkující veličina k odvození houževnatosti v tepelně ovlivněné oblasti. D.2 Průběh tvrdosti Výhodou zkoušek tvrdosti při zkoumání tepelně ovlivněné oblasti je relativně malá vzdálenost jednotlivých vpichů, pro ocel se používá 1 mm. Lze tedy poměrně jednoduchou a cenově příznivou metodou zjistit průběh tvrdosti ve svaru (WELD), v tepelně ovlivněné oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ) včetně jejího přechodu do základního materiálu (BM*) a dále tvrdost základního materiálu bez ovlivnění svařováním (BM). Na zkušebním tělese pro vyšetření statické lomové houževnatosti se svarem, viz příloha A vzorek 54c, byly zkoumány změny v tvrdosti po délce tělesa metodou podle Vickerse HV 10. Jednotlivé vpichy byly od sebe vzdáleny 1 mm a těleso bylo zkoumáno z boku, viz obr. 1 (kolmo k tloušťce zkušebního tělesa B), a shora, viz obr. 2 (kolmo k šířce zkušebního tělesa W). Obr. 1 Vpichy na zkušebním tělese z boku

136 Obr. 2 Vpichy na zkušebním tělese shora Provádění a vyhodnocení zkoušek tvrdosti se řídí normou ČSN EN ISO Vyšetřené hodnoty jsou uvedeny v tab. 1. Určení oblasti, ve které se daný vpich nachází, probíhalo vizuálně. Jednotlivé oblasti byly odlišeny naleptáním vzorku. Rozlišení oblasti základního materiálu tepelně ovlivněného od svařování (BM*) bylo určeno podle průběhu hodnot tvrdosti a odpovídá vzdálenosti cca 5 mm. Tab. 1 Průběh tvrdosti HV 10 Oblast WELD HAZ BM* BM Z boku BM Pokračování Oblast WELD HAZ BM* BM Ze shora BM Pokračování Graficky jsou průběhy hodnot znázorněny na obr. 3 a 4. Bylo zvoleno jednotné měřítko pro osy obou grafů, aby byly patrné rozdíly v tvrdosti základního materiálu shora a z boku. U svarového kovu (WELD) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) se tento trend neočekává a také tomu odpovídají vyšetřené hodnoty. Rozdíl v hodnotách tvrdosti u tepelně neovlivněné části základního materiálu je velmi pravděpodobně způsoben orientací plechu při válcování

137 WELD HAZ BM* BM HV 10 Vpich Obr. 3 Průběh tvrdosti z boku WELD HAZ BM* BM HV 10 Vpich Obr. 4 Průběh tvrdosti shora V obou případech je patrný nárůst tvrdosti základního materiálu v tepelně ovlivněné oblasti za částí promíchaného svarového kovu se základním materiálem (BM*). Z toho lze usuzovat, že došlo ke změně mikrostruktury vlivem přechodu tepla od svařování. V případě vpichů z boku dosahuje tento nárůst kolem 6 % a u vpichů shora kolem 14 %. Absolutní hodnoty tvrdosti v oblasti BM* jsou vyšší u vpichů shora. Vysvětlení může být ve svařovacím postupu, kdy u vícevrstvého svaru každá další vrstva ovlivňuje ty předchozí. Vzhledem k umístění vpichů dává tvrdost materiálu z boku příznivější výsledky, protože mohlo dojít k jisté formě vyžíhání od následujících vrstev svaru, ale v případě vpichů shora se prakticky jedná o vrstvu poslední. Jediná řada vpichů by mohla být výrazně ovlivněna lokálními tvrdšími strukturami a proto byl tento experiment rozšířen, viz kapitola D.3. D.3 Tvrdost tepelně ovlivněné oblasti Na základě výsledků z předchozí kapitoly D.2 byl na zkušebním vzorku 54c proveden další experiment k prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti. Zkoumání

138 tvrdosti bylo provedeno pomocí skupin vpichů umístěných dle obr. 5 a 6 tak, aby byly zmapovány vytipované kritické oblasti. Každá skupina obsahuje síť 4x6 vpichů po 1 mm, které převážně zasahují do oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ) a do oblasti tepelně ovlivněného základního materiálu (BM*). Obr. 5 Vpichy na zkušebním tělese z boku Obr. 6 Vpichy na zkušebním tělese shora Jednotlivé skupiny vpichů byly normalizovány vzhledem k rozhraní HAZ a BM*. Vyšetřené hodnoty jsou uvedeny v tab

139 Tab. 2 Průběh tvrdosti HV 10 v tepelně ovlivněné zóně Poloha HAZ BM* BM Střed Z boku 1/ Kraj Střed Ze shora Kraj Dosažené výsledky odpovídají hlavním zjištěním z kapitoly D.2. Lze pozorovat, že tvrdost BM* je závislá pouze na vzdálenosti od HAZ a na poloze z boku či shora. Umístění skupiny na kraj, do středu nebo čtvrtiny rozměru zkušebního tělesa není nikterak podstatné. Graficky jsou průběhy tvrdosti v oblasti HAZ - BM* znázorněny na obr HV 10 HAZ z boku HAZ ze shora BM* z boku BM* ze shora BM ze shora Vpichy Obr. 7 Průběh tvrdosti BM* Průměrný nárůst tvrdosti oblasti BM* oproti BM v případě vpichů z boku dosahuje kolem 10 % a u vpichů shora kolem 7 %. Maximální nárůst pak dosahuje kolem 13 % u vpichů z boku a 12 % u vpichů shora. Absolutní tvrdost oblasti BM* u vpichů shora je vyšší než u vpichů z boku a největší změny v mikrostruktuře s ohledem na riziko křehkého lomu lze tedy předpokládat v těchto místech

140 D.4 Zkouška tvrdosti svaru Hodnocení kvality svaru z hlediska tvrdosti bylo provedeno metodou podle Vickerse HV 10. Zkouška se řídí ČSN EN a v případě X svaru jsou zkoumány oba líce a střed svaru. V každé oblasti (BM základní materiál, HAZ tepelně ovlivněná oblast a WELD svarový kov) jsou provedeny 3 vpichy po 1 mm v minimální vzdálenosti 2 mm od okraje plechu. Tab. 3 Průběh tvrdosti svarového spoje HV 10 Oblast Horní líc Střed Dolní líc BM HAZ WELD HAZ BM Všechny vyšetřené hodnoty s rezervou vyhovují maximální přípustné tvrdosti HV 10 = 350 pro tepelně nezpracované vícevrstvé svary oceli S355NL, což vypovídá o značně vysoké kvalitě provedení svaru. D.5 Závěr Zkouškami tvrdosti byly zkoumány změny v mikrostruktuře tepelně ovlivněné oblasti. Ta se skládá z podoblastí smíchaného svarového kovu se základním materiálem a základního materiálu, který byl ovlivněn přechodem tepla od svařování. Tato druhá podoblast vykazuje nárůst tvrdosti při nezměněném chemickém složení, z čehož vyplývá, že procesem svařování muselo dojít ke změně mikrostruktury

141 PŘÍLOHA E

142 E.1 Ostatní materiálové zkoušky, křehký lom V této příloze jsou uvedeny další zkoušky a protokoly, které byly provedeny nebo byly použity při vyšetřování křehkolomových vlastností oceli S355NL. E.2 Zkouška tahem Pro výpočty lomové houževnatosti byly vyšetřeny základní mechanické vlastnosti podle normy ČSN EN Tahovou zkoušku provedla firma Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni na dvou zkušebních tělesech kruhového průřezu o průměru 6 mm vyrobených ze základního materiálu. Testované vzorky po přetržení jsou na obr. 1. Obr. 1 Zkušební tělesa po přetržení Na následující stránce je uveden protokol s výsledky tahové zkoušky. Odchylná hodnota modulu pružnosti E u prvního vzorku zřejmě byla způsobena nepatrným proklouznutím v uchycení vzorku nebo chybou měření. Pro další vyhodnocování se tato hodnota nepoužívá a ostatní vyšetřené hodnoty tímto ovlivněny nejsou. V pracovním diagramu je záznam druhého vzorek z důvodu přehlednosti odsazen o 2 mm od počátku

143 - 64 -

144 E.3 Materiálové listy Jako doklad jakosti zkoumané oceli je přiložen inspekční certifikát. Všechna zkušební tělesa v této práci byla vyrobena z plechu označeného

145 - 66 -

146 - 67 -

147 - 68 -

148 E.4 Chemické složení Byl proveden rozbor vzorku 54c pro ověření jeho chemického složení. Z hlediska houževnatosti je zvláště důležitý obsah prvků C, Si, Mn, P a S

149 - 70 -

150 E.5 Protokol o svařování Pro výrobu zkušebních těles byla požadována běžná svařovací technologie pro ocel S355NL tloušťky 50 mm, která se v dnešní době používá při výrobě ocelových mostních konstrukcí. Zejména šlo o tvar spoje, přídavný materiál, teplotu předehřevu a kladení vrstev. Svar byl proveden automatem

151 - 72 -

152 - 73 -

153 - 74 -

154 E.6 Mikrostruktura Vedle chemického složení má zásadní vliv na houževnatost oceli její mikrostruktura. Ta je formována tepelným procesem zahřátí a následného chladnutí při výrobě, při svařování nebo při žíhání. Při stejném chemickém složení může nabývat různých forem, které určují mechanické a křehkolomové vlastnosti. Mikrostruktura základního materiálu je tvořená vrstvami feritu s terciálním cementitem a vrstvami perlitu, viz obr. 2. Tato vrstevnatost se zřejmě vytvořila kvůli značné tloušťce plechu při válcování. Dále je patrná jemná a homogenní struktura s velikostí zrn cca 5-15 μm. Obr. 2 Mikrostruktura základního materiálu V blízkosti svaru byla zkoumána přechodová vrstva, resp. oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem, obr. 3. Zkušební vzorek byl odebrán od kořene svaru a vyšetřované místo se nacházelo v polovině přechodové vrstvy. Smícháním svarového kovu se základním materiálem, vlivem rychlosti chladnutí a následnými přestupy tepla z dalších vrstev svaru se v této oblasti vytvořila jemná homogenní bainitická struktura

155 Obr. 3 Mikrostruktura přechodové vrstvy Dále byl zkoumán i svarový kov. Jeho mikrostruktura, obr. 4, je podobná bainitické mikrostruktuře přechodové vrstvy, ale objevují se místa s výrazně menší homogenitou

156 Obr. 4 Mikrostruktura svaru Pozn.: označení obrázků ve zkušebním protokolu odpovídá přílohám protokolu, v této práci je použito jiné označení