CREEPOVÉ CHOVÁNÍ SVAROVÝCH SPOJŮ OCELE P23 CREEP BEHAVIOUR OF STEEL P23 WELDMENTS

Transkript

1 CREEPOVÉ CHOVÁNÍ SVAROVÝCH SPOJŮ OCELE P23 CREEP BEHAVIOUR OF STEEL P23 WELDMENTS Tomáš Vlasák 1, Jan Hakl 1, Peter Brziak 2, Miroslav Palo 2, Jozef Pecha 3 1 SVUM a.s. areál VÚ, Podnikatelská 565, Praha 9, ČR 2 VUZ-PI SR, Račianská 71, Bratislava, SR 3 SES a.s., Továrenská 3, Tlmače, SR Abstrakt: Nízkolegovaná žárupevná ocel P23 (2,25%Cr-1,6%W-0,25%V) byla vyvinuta pro potrubní systémy v energetice. Její žárupevnost byla již zkoumána. Pokračováním těchto prací je studium možností zhotovení svarových spojů. Předložená práce popisuje některé tyto možnosti a dále uvádí pevnost při tečení a metalografické hodnocení optimálně zhotovených svarů P23 P23. Abstract: Low-alloy heat resistant steel P23 (2,25%Cr-1,6%W-0,25%V) has been developed for pipe lines in power engineering. Creep resistance of this steel was already evaluated. Continuation of this work is the investigation of possibilities of weldment production. This paper reports some of this possibilities and further are mentioned the creep strength and metallographic evaluation of the optimum prepared weldments P23 P23. 1.Úvod Rozhodujícími vlastnostmi pro části provozované v creepové oblasti je odolnost proti tečení a korozi. V průmyslově vyspělých zemích se věnuje velká pozornost vývoji a výrobnímu osvojení nových martenzitických ocelí na bázi 9-12%Cr. Je předpoklad, že tyto materiály umožní aplikace při teplotách až 650 C [1-6]. Existuje však i pokrok v oblasti nízkolegovaných ocelí, kde je návaznost na původně vodíkuvzdornou ocel 3%Cr-0,5%Mo. Výsledkem tohoto výzkumu, prováděnému v Japonsku a Německu, jsou trubkové oceli T/P23 (2,25%Cr-0,18%Mo-0,25%V-1,6%W,Nb,B) a T/P24 (2,4%Cr-1%Mo-0,25%V,Ti,B), určené pro vodní stěny a přehříváky, kde je pracovní teplota až 580 C [7-9]. Je zřejmé, že ocel T/P23 je oproti vodíkuvzdornému materiálu typu 3%Cr-0,5%Mo obohacena o větší množství W. Dále můžeme konstatovat pokles Mo, do legující báze byly zahrnuty V a Nb a navíc B a N v mikrolegůrách. Vliv tohoto způsobu legování se projeví v lepším karbidickém zpevnění oceli a zvýšení creepové odolnosti. Navíc byl snížen obsah C (na 0,04-0,1%hm), což má příznivý vliv na svařitelnost. Příspěvek je pokračováním našich předchozích prací [,11] a bude zaměřen na tlustostěnnou ocel P23, a to zejména na možnost zhotovení vyhovujících svarových spojů a žárupevnost tohoto systému. 2.Experimentální materiál Zkušební materiál P23 byl vyroben hutí Vallourec and Mannesmann Tubes. Byl dodán pod tavbovým označením ve formě bezešvé trubky 219x30 mm, tepelně zpracované postupem 60 C/voda+760 C/2h. Podle normy [7,12] a atestu [12] je chemické složení tohoto materiálu v tab.i. Atestační mechanické vlastnosti jsou uvedeny v tab.ii. Tento materiál byl použit jak pro studium vlastností základního materiálu tak i pro tvorbu svarů a zjištění jejich pevnosti.

2 Tab.I Chemické složení oceli P23 a tavby č (hm.%). Tab.I Chemical composition of P23 steel and heat No (wt.%). Prvek P23 podle ASTM A 335M C 0,04-0, 0,07 Mn 0,-0,60 0,54 P max 0,030 0,008 P max 0,0 0,004 Si max 0,50 0,28 Cr 1,9-2,6 2,08 Mo 0,05-0,30 0,08 V 0,20-0,30 0,22 W 1,45-1,75 1,65 Nb 0,02-0,08 0,03 B max 0,0060 0,002 N max 0,030 0,011 Al max 0,030 0,018 3.Žárupevné vlastnosti základního materiálu Zkoušky meze pevnosti při tečení byly provedeny na vzduchu a při stálém zatížení. K tomu byly použity tyče s měrným průměrem a délkou 5x50 mm. Zkoušky byly provedeny při teplotách 500 až 600 C při napětí 320 až 5 MPa. Celkem bylo uskutečněno 22 testů. Zkušební vzorky byly orientovány ve směru podélné osy trubky. Pevnost při tečení byla hodnocena standardním postupem při použití regresní závislosti [13,14] log t= A1 + A2 log + C3 log[ sinh( A6 σ T) ] + A4 log log[ sinh( A6 σ T) ], (1) T A T A 5 Složení tavby č Tab.II Atestační hodnoty materiálových vlastností při pokojové teplotě. Tab.II Attest values of materiál properties at room temperature. R p0,2 (MPa) R m (MPa) A (%) KCV* (J) Atest ,3 185 Požadavek * Střední hodnota ze 3 měření; vzorky orientovány ve směru podélné osy trubky 5 kde T je teplota, t je čas do lomu, σ je napětí, A 1 -A 6 jsou materiálové konstanty. Výsledek tohoto hodnocení je vynesen na obr.1 a materiálové konstanty v tab.iii Tab.III Materiálové konstanty vztahu (1) Tab.III Material constants of relation (1) 00 0 Teplota 500 C Teplota 550 C Teplota 575 C Teplota 600 C Obr. 1 Pevnost při tečení oceli P23 Fig.1 Creep strength evaluation of P23 Na obr. 2 a 3 jsou znázorněny charakteristiky plasticity v závislosti na Larson-Millerově parametru (LMP). Tažnost a kontrakce jsou lomové hodnoty, měřené po ukončení zkoušky a vyjmutí tyče z creepového stroje. Z uvedených obrázků je zřejmé, že s růstem LMP plastické Parametr Hodnota Parametr Hodnota A 1 8,927065E+01 A 4-1,919842E-01 A 2 2,566277E+01 A 5 1,878378E+03 A 3-2,6838E-02 A 6 6,186598E-04 platí pro T(K), t(h) a σ(mpa)

3 charakteristiky klesají tažnost v průměru z asi 14% na 6% a kontrakce z asi 75% na 20%. Tyto charakteristiky mají značný rozptyl, ale pokles je zřejmý Tažnost [%] Teplota 500( C) Teplota 550( C) Teplota 575( C) Teplota 600( C) Kontrakce [%] Teplota 500( C) Teplota 550( C) Teplota 575( C) Teplota 600( C) LMP=T.(log(t r )+20), T[K], tr[h] Obr.2 Změna tažnosti s hodnotou LMP Fig.2 Elongation dependance on LMP value LMP=T.(log(t r )+20), T[K], tr[h] Obr.3 Změna kontrakce s hodnotou LMP Fig.3 Reduction of area dependance on LMP value Pro úplnost uvádíme, že oproti pracem [,11] byl hodnocený rozsah výsledků základního materiálu rozšířen o některé naše zkoušky, prováděné na stejném materiálu při teplotě 575 C v rámci jiného projektu. 4. Výroba svarů Zevrubný postup výroby svarů a jejich kontrol je popsán v [15]. Zde se omezíme pouze stručně na použitou technologii. Příprava ploch před svařováním je zřejmá z obr.4. Skladba jednotlivých vrstev je na obr.5 a parametry svařování jsou uvedeny v tab.iv. Svarové spoje byly zhotoveny kombinací metod GTAW (TIG) a SMAW. Tato kombinace je v praxi osvědčená při výrobě tlakových potrubí. Použití metody GTAW umožňuje dobré formování kořene svaru a minimalizovat povrchové a vnitřní vady. Výplň úkosu je pak už možno svařovat obalenou elektrodou. Svařovalo se s malým rozkyvem elektrod. Smyslem této techniky bylo dosáhnout jednak určitého vyžíhání vrstev svaru, jednak tvorbu co nejužšího hrubozrnného pásma tepelně ovlivněné oblasti (TOO). Uvedená technologie byla použita k zhotovení polotovarů, ze kterých byly vyrobeny zkušební tyče o měrném průměru a délce 6x60 mm. Svarový spoj byl umístěn ve středu měrné délky, jak je patrno z obr.6. Ø219 P23 P23 Obr.4 Úprava ploch před svarem Fig.4 Arrangement of surfaces 30 Obr.5 Uspořádaní vrstev svarového kovu Fig.5 Order of welding metal layers

4 Ø9,7 +0,05 Ø16-0,05 Ø6 R2, Obr.6 Zkušební tyč svarového spoje Fig.6 Specimens of weldment Tab.IV Parametry svařování jednotlivých vrstev. Tab. IV Welding parameters of separate layers. Vrstva Proces Přídavný materiál Průměr (mm) Proud (A) Napětí (V) Tepelný příkon (kj/mm) 1 GTAW WZCrWV22 2, ,8-1,1 2-3 SMAW Thermanit P23 2, ,9-1,3 4-6 SMAW Thermanit P23 3, ,1-1,5 7 SMAW Thermanit P23 4, ,2-1,7 5. Vliv žíhání po svařování Bezprostředně po svaření byly svařence podrobeny žíhání pro snížení pnutí. Byly zkoumány tyto parametry: teplota ( C) doba expozice (h) I. alternativa II. alternativa III. alternativa Jako kritérium byly zvoleny creepové zkoušky při teplotách 500, 550 a 600 C. Výsledky I. alternativy jsou zobrazeny na obr.7. Silnými čarami je znázorněna žárupevnost C 550 C ,75 183, C ,25 94,25 Alt. I C Alt. I C Alt. I C , , C 550 C , , C ,75 135,5 Alt. II C Alt. II C Alt. II C Obr.7 Vliv parametrů žíhání na žárupevnost svarových spojů Alternativa I Fig.7 Influence of annealing parameters on high temperature strength of weldments- Alternative I Obr.8 Vliv parametrů žíhání na žárupevnost svarových spojů Alternativa II Fig.8 Influence of annealing parameters on high temperature strength of weldments- Alternative II

5 základního materiálu, plnými body pak výsledky zkoušek. Prázdnými body na čarách žárupevnosti je znázorněn C 500 C předpokládaný výsledek, pokud 600 C by svařované kusy byly stejné 000 jako základní materiál. Je vidět, že existuje významný rozdíl. 00 Životnost svarových spojů odpovídá zhruba 19% úrovni 0 základního materiálu. Stejným způsobem byly znázorněny výsledky zkoušek II. alternativy (viz obr.8). Snížení teploty žíhání způsobilo, že Obr.9 Vliv parametrů žíhání na žárupevnost životnost svarových spojů se svarových spojů Alternativa III mírně zvýšila. Byla ale na úrovni Fig.9 Influence of annealing parameters on high pouze 28% základního materiálu. temperature strength of weldments- Alternative III Až třetí alternativa přinesla očekávaný výsledek. Další snížení 00 žíhací teploty a zkrácení doby +20% expozice se projevilo zcela logicky: růst zkušební teploty a -20% zvyšování životnosti vede 0 k zhoršování creepových výsledků. Problém je však v tom, že byl již nedostatek zkušebního materiálu. Z obr.9 je zřejmé, popsaný efekt je dokumentován pouze osmi body. Na obr. je vynesena závislost na LMP. Silnou čarou je zobrazena střední hodnota této závislosti pro základní materiál a slabými čarami je vyznačen 20% rozptyl. Experimentální body ze zkoušek svarových spojů jsou vesměs pod průběhem střední hodnoty a navíc jejich hodnoty s růstem teploty a času klesají. Nejdelší bod je již pod úrovní 20%. Toto znázornění nám ukazuje, že je nutno nalézt způsob, jak vyjádřit pokles žárupevnosti svarového spoje vlivem provozní expozice. 6. Žárupevnost svarového spoje Časové snižování žárupevnosti svarového spoje podle metodiky Evropského výboru pro creep [16] lze charakterizovat pevnostním součinitelem, který vyjadřuje poměr žárupevných vlastností svarového spoje a základního materiálu. K tomu se používá vztah Ru ( w) / t / T WSF( t) =, (2) R / t / T u střední hodnota Teplota 600 C Teplota 550 C LMP=T.(log(t r )+20), T[K],tr[h] Obr. Průběh středních hodnot a 20% rozmezí pevnosti při tečení základního materiálu a výsledky svarových spojů Fig. Course of mean values and 20% range of creep strength and weldments results kde WSF(t) je redukční součinitel pevnosti svarového spoje, R u (w)/t/t je mez pevnosti při tečení svarového spoje při teplotě T a době do lomu t,

6 WSF(t) [-] METAL 2008 R u /t/t je mez pevnosti při tečení základního materiálu při teplotě T a době do lomu t. K vyjádření WSF(t) jsme použili matematický model, prvně použitý pro materiál ČSN [17]. V tomto případě platí S3 [ S ln( + 1) ] WSF( t) = 1 S1 exp 2 t r, (3) kde S 1 = s 11 +s 12.T+s 13.T 2, lns 2 = s 21.exp(s 22.T), S 3 = s 31.exp(s 32.T), T je teplota (K), t r je doba do lomu (h) s 11,s 12,s 13,s 21,s 22,s 31,s 32 jsou materiálové konstanty. Důvodem k použití tohoto modelu byla skutečnost, že legování oceli ČSN a P23 je blízké, i když P23 má významně vyšší žárupevnost. Je to zřejmé z obr.11, kde je porovnána odolnost vůči tečení obou těchto materiálů. Hodnocená data jsou z práce [17] a této publikace. Časový a teplotní průběh WSF(t) je pro materiál P23 podle modelu (3) ukázán na obr.12. Je vidět, že při teplotě 580 C a době 000 h je WSF(t)=0,83. To je hodnota nižší než pro materiál ČSN , která je při stejných parametrech WSF(t)=0,9 (viz.obr.13). Vzhledem k vyšší úrovni žárupevnosti ocele P23 to lze očekávat. 1,00 0,95 0,90 0,85 0,80 0,75 0,70 0, C 520 C 540 C 560 C 580 C 600 C P LMP=T.(log(t r )+20), T[K],t r [h] Obr.11 Porovnání žárupevnosti ocele P23 a Fig.11 Creep strength comparison of steels P23 and WSF(t) [-] 1 0,96 0,92 0,88 0, C 535 C 545 C 555 C 565 C 575 C C 0, Obr.12 Průběh WSF(t) v závislosti na čase a teplotě expozice pro materiál P23 Fig.12 WSF(t) course in dependence on time and temperature of exposition for material P23 0, Obr.13 Průběh WSF(t) v závislosti na čase a teplotě expozice pro materiál Fig.13 WSF(t) course in dependence on time and temperature of exposition for material Pro materiál dle ČSN byl zkoušen základní materiál do zhruba h a svarové spoje do h. Z obr.13 je vidět, WSF(t) s dobou expozice klesá a směřuje do jistého rovnovážného stavu. I když byly zkušební doby P23 významně kratší (do asi 000 h), předpokládáme, že časový a teplotní průběh bude stejný. Pokles WSF(t)však bude vyšší. Průběh je na obr.12 pro očekávané expozice nad 000 h vynesen čárkovanými čarami.

7 7. Metalografie Z hlediska aplikace WSF(t) na ocele typu P23 je a) vhodné vědět, která část svarových spojů je kritická pro dané parametry zatěžovaní. Na základě metalografických analýz místa poškození svarových b) spojů zkoušených při 550 a 600 C je možné konstatovat, že se snižováním zatížení se lom přesouvá z základního materiálu c) (ZM) do TOO. Přitom při teplotě 550 C se tento přechod nachází někde mezi 150 až 190 MPa. Nízká zatížení vedou k Obr.14 Typ poškození po zkouškách tečení iniciaci trhlin IV druhu a) lom v ZM C/220MPa/262h (interkriticky vyhřátá TOO) b) lom interkriticky vyhřáté TOO - anebo III druhu (hranice 600 C/90MPa/7439h trhlina IV druhu natavení). Makroskopické c) lom v hranici natavení (550 C/150MPa/097h) pohledy na lom v ZM trhlina IV + III druhu. (parametry zkoušky Fig.14 Damage type after creep tests 550 C/220MPa/262h); lom a) fracture in BM C/220MPa/262h interkriticky vyhřáté TOO b) fracture in interkritically heated HAZ - (600 C/90MPa/7439h); a kombinovaný lom III + IV druhu (550 C/150MPa/097h) 600 C/90MPa/7439h fracture of IV type c) Fracture in fusion line - (550 C/150MPa/097h) fracture of IV + III type. dokumentuje obr.14. Podle naměřených tvrdostí HV dosahuje ve všech hodnocených vzorcích nejmenší hodnotu tvrdosti interkriticky vyhřátá TOO obr.15 (zkoušky při 550 C) a obr.16 (zkoušky při 600 C). 300 Při zkouškách, které byly provedené při vysokých zatíženích, ale došlo k poškození v tvrdším ZM. V těchto vzorcích byly zjištěny vysoké hodnoty kontrakce a tažnosti (viz. obr.2 a obr.3). 250 Lom se teda v těchto případech neinicioval výhradně creepovým mechanizmem za vzniku kavit, ale tvárným lomem na 200 Výchozí stav sekundárních částicích karbidech. 550 C/190MPa/2004.5h Iniciace nastává dekohezí rozhraní karbid 550 C/150MPa/097h matrice. Čím větší karbid, tým větší pravděpodobnost iniciace lomu. Vzdálenost od osy svaru [mm] Při nižších parametrech zatížení se lom přesouvá do nejměkčí oblasti - HV Obr.15 Tvrdostní profil vzorků po zkoušce při 550 C, interkriticky vyhřátá TOO je cca mm od osy svaru. Fig.15 Hardness profile of specimens after creep at 550 C, interkritically heated HAZ is located app mm from weld axis. interkriticky vyhřáté TOO. Tato oblast byla během tepelně deformačního cyklu svařování vícekrát vyhřátá na teploty mezi A c1 a A c3. Oblasti vyhřátí na teploty nad A c1 prošly vícenásobnou martenzitickou transformací. Na druhé straně, oblasti

8 vyhřáté pod A c1 se vícenásobně vysokoteplotně popustily, což mělo za následek pokles tvrdosti spojené s růstem karbidické fáze. Tepelné zpracování po svaření tyto oblasti dále popustilo. Výsledkem výše uvedených procesů je měkčí mikrostruktura, v které během zatížení při zvýšené teplotě přednostně nukleují kavity. Navíc, je pravděpodobné, že vlivem výše uvedených teplotních cyklů došlo v částečně transformovaných oblastech k vícenásobné plastické deformaci za současného vzniku dislokačních subzrn, které se makroskopicky projevují sníženou plasticitou. HV Výchozí stav 600 C/1MPa/3667h Vzdálenost od osy svaru [mm] 600 C/155MPa/573h 600 C/90MPa/7439h Obr.16 Tvrdostní profil vzorků po zkoušce při 600 C, interkriticky vyhřátá TOO je cca mm od osy svaru. Fig.16 Hardness profile of specimens after creep at 550 C, interkritically heated HAZ is located app mm from weld axis. 8. Diskuse Hodnotit WSF(t) je možné, pokud se tato časová a teplotní závislost určuje na stejné tavbě, která byla použita pro studium jak vlastností základního materiálu tak i pro svarové spoje. Zkušebního materiálu by bylo dost, pokud by alternativa I. tepelného zpracování svarů vedla k cíli. Jenže bylo nutno zkoušet II. alternativu a výsledek byl stejně špatný. Až aplikace žíhání v III. alternativě přineslo očekávanou závislost. Proto nebylo možno zkoušet dostatečně dlouhé expozice. Z toho důvodu jsme do našich úvah zahrnuli materiál ČSN , který se P23 dosti blíží. Ocel byla zkoušena ve výrazně delších zkušebních dobách a to jak základní materiál tak i svarové spoje. Z obr.13 je zřejmé, že průběh WSF(t) směřuje do jistého rovnovážného stavu. Předpokládáme, že tento průběh bude pro P23 stejný, i když rovnovážný stav bude nižší (viz obr.12). 9.Závěr Práce shrnuje poznatky o žárupevnosti základního materiálu a svarových spojů oceli P23. Dosažené poznatky lze skutečně shrnout takto: a) byl stanoven svařovací postup a nalezeny optimální parametry tepelného zpracování, b) pomocí matematického modelu byl určen časový a teplotní průběh redukčního součinitele WSF(t). Poděkování Tato práce byla finančně podporována Ministerstvem školství mládeže a tělovýchovy v rámci programu COST 536 (1P05 OC020). Acknowledgements This work was supported by Ministry of Education, Youth and Sports of Czech Republic COST 536 (1P05 OC020).

9 Literatura [1] STAUBLI,M.E.-MAYER,K.H.-KERN,T.V.-VANSTONE,R.W.: COST501/COST 522. The European Collaboration in advanced steam turbine materials for ultra efficient, low emission power plants. Proc.conf. PARSON 2000: Advanced Materials for 21 st Century turbines and power plants. p.98. Eds. A.Strang et al. IOM, London [2] VODÁREK,V.: Fyzikální metalurgie modifikovaných (9-12)%Cr ocelí. VŠB Technická univerzita Ostrava. Ostrava [3] KERN,T.V.-SCARLIN,B.-VANSTONE,R.-MAYER,K.H.: High temperature forged components for advanced steam power plants. Proc.conf. Materials for Advanced Power Engineering p.53. Eds. J.Lecomte-Becker et al., Forschungszentrum Jülich GmbH, [4] MAYER,K.H.-HANUS,R.- KERN,T.V.- STAUBLI,M.E.-THORTON,D.V.: High temperature cast components for advanced steam power plants. See [3], p.71. [5] DESHAYES,F.-BENDICK,W.-HAARMANN,K.-VAILLANT,J.C.: New 2-3%Cr steel grades for waterwall panels and superheaters. See [3], p.499. [6] JAKOBOVÁ,A.-FOLDYNA,V.-VODÁREK,V.-KUBOŇ,Z.-FILIP,M.: Creep resistant ferritic steels containing 0,5 to 12%Cr. Proc.conf. Creep resistant metallic materials, Prague 2001 p.117. Ed. Vítkovice RD, Ostrava [7] ARNDT,J.- HAARMANN,K.-KOTTMANN,G.- VAILLANT,J.C.-BENDICK,W.- KUBLA,G.-ARBAB,A.- DESHAYES,F.: The T23/T24 Book. New Grades for Waterwalls and Superheaters. Vallourec and Mannesmann Tubes. 2 nd Edition, October [8] STAUBLI,M.: Final summary report of turbine group. COST 522 steam power plant. Alstom Switzerland, Baden, [9] VAILLANT,J.C.-VANDENBERGHE,B.-HAHN,B.-HEUSER,H.-JOCHUM,C.: T/P23,24,911 and 92: New Grades for Advanced Coal-Fired Power Plants-Properties and Experience. Creep and Fracture in High Temperature Components-Design and Life Assessment, p.87. ED. I.A.Shibli, S.R.Holdworth, G.Merckling, ECCC Creep conference, Sept , 2005 London. [] HAKL,J.-VLASÁK,T.-BRZIAK,P.-ZIFČÁK,P.: Contribution to the investigation of advanced low-alloy P23 steel creep behaviour. Proc.conf. Materials for Advanced Power Engineering 2006, p.985. Eds.J.Lecomte-Becker et al., Forschungszentrum Jülich GmbH, [11] HAKL,J.-VLASÁK,T.-BRZIAK,P.-ZIFČÁK,P.: Příspěvek k výzkumu creepového chování moderní nízkolegované ocele P23. Přijato k publikaci, Hutnické listy. [12] Vallourec and Mannesmann Tubes. Inspection Certificate No.RO2392/02. [13] PECH,R.-KOUCKÝ,J.-BÍNA,V.: Matematizace hodnot pevnosti při tečení československých žárupevných ocelí pro výrobu trub. Strojírenství 29(1979), č.7, s.389. [14] BÍNA,V.-HAKL,J.: Relation between creep strength and for specific creep strain at temperature up to 1200 C, Materials Science and Engineering A (1997), p.583. [15] PECHA,J.-PELEŠ,O.-HAKL,J.-VLASÁK,T.: Skúsenosti so zváraním ocele P23..ročník semináře Nové materiály, technologie a zařízení pro svařování, s.125. VŠB- TU Ostrava, ČSÚ Ostrava, [16] ECCC Recommendation 2001: Creep data validation and assessment procedures, ERA Technology Ltd., UK, [17] VLASÁK,T.- HAKL,J.-SOBOTKA,J.: Vyhodnocení poklesu žárupevnosti svarových spojů nízkolegované oceli. 13. mezinárodní konference METAL 2004, Hradec nad Moravicí. Sborník v elektronické formě, referát č.68. Copyright , Tanger s.r.o.