HODNOCENÍ LOMOVÉHO CHOVÁNÍ SVAROVÉHO SPOJE Z OCELI 15NiCuMoNb5 FRACTURE BEHAVIOUR ASSESSMENT OF WELD JOINT FROM STEEL OF 15NiCuMoNb5 TYPE ABSTRACT Ladislav Kander, Jaromír Sobotka, Karel Matocha, * VÍTKOVICE - Výzkum a vývoj, spol. s r.o., Pohraniční 31, 706 02, Ostrava, ladislav.kander@vitkovice-vyzkum.cz, +420595953624 Fracture behaviour of welded joint made from boiler plates 80 mm in thickness of 15NiCuMoNb5 type steel after N + T PWHT regime after welding procedure. Stable crack growth and evaluation of fracture toughness K δ0,2 of base material and weld metal in temperature region from 0 up 350 C. Unstable cleavage fracture and fracture toughness K δc of both parts of welded joint at test temperature 40 C. The reference temperature T 0 approach was used for evaluation of temperature dependence of fracture toughness in transition range. Rozbor problému Jedním z projevů poválečné hospodářské konjuktury i následků periodicky se opakujících ropných krizí v druhé polovině dvacátého století byl nárůst požadavků na výkon a tepelnou účinnost energetických zařízení při současné maximální přizpůsobivosti dostupným, efektivně a ekologicky využitelným zdrojům paliv. Tato skutečnost se odrazila v požadavcích na materiálové zabezpečení špičkových zařízení tepelné energetiky a zejména v přechodu k progresivním typům konstrukčních materiálů se zvýšenými parametry užitných vlastností v oblasti pracovních teplot [1-3]. Vedle ocelí pro trubkové systémy teplosměnných ploch a parovodních potrubí byla pozornost soustředěna také k iniciaci sortimentu kotlových plechů, určených pro výrobu těles parních kotlů velkých výkonů. Jako mimořádně výhodná se pro tuto aplikaci ukázala nízkolegovaná žárupevná ocel německé provenience typu 15NiCuMoNb5 (1.6368) [4,5] s původním označením WB 36. V současné době tato ocel patří k nejrozšířenějším, celosvětově používaným konstrukčním materiálům v kategorii nízkolegovaných svařitelných ocelí pro plechy a trubky těles parních kotlů. Na druhé straně však tato ocel patří k méně ověřeným kotlovým materiálům, a to jak z hlediska užitných vlastností hutních výrobků v požadovaném rozměrovém sortimentu plechů a trubek, tak především z pohledu svařitelnosti a poznatků o realisticky dosažitelných vlastnostech svarových spojů. Závažnost této problematiky je podtržena skutečností, že komplexní legovací báze a zejména poměrně vysoký obsah mědi v této oceli (0,5 až 0,8%) sice na jedné straně vytvářejí velmi dobré předpoklady pro reprodukovatelné dosahování mimořádně příznivé kombinace stěžejních mechanických vlastností finálních výrobků, na straně druhé však také představují potenciální nebezpečí vzniku trhlin u relativně tlustostěnných svařenců, což by ve svých důsledcích mohlo vést ke snížení funkční spolehlivosti bubnů parních kotlů v náročných provozních podmínkách tepelně-energetických zařízení. V dřívějších pracech byla pozornost soustředěna k optimalizaci režimu tepelného zpracování podélného svaru kotlového kroužku z oceli 15NiCuMoNb5 v poměrně běžném případě, charakteristickém překročením kritického 5%ního protažení krajních vláken při zkružování kotlových plechů a vyžadujícím tedy aplikaci úplného tepelného zpracování normalizačním žíhání a popouštěním.
Ukázalo se, že optimální kombinace komplexu mechanických vlastností svarového spoje plechu o tloušťce 80 mm bylo možno dosáhnout jednak při zvolené technologii obloukového svařování pod tavidlem díky aplikaci přídavných svařovacích materiálů, charakteristických vysokou prokalitelností a bainitickou strukturou svarového kovu po provedeném žíhání a jednak aplikace tepelného zpracování svařence, zahrnujícím po normalizačním žíhání dále popouštění při 620 C a následné simulační žíhání (nezbytné po provedení obvodových svarů kotlového bubnu) při teplotě 560 C. Dříve získané poznatky budou rozšířeny o vyhodnocení lomového chování obou lokalit tohoto svarového spoje (svarového kovu a základního materiálu), provedeného ve stavu po doporučeném optimálním režimu tepelného zpracování [6]. Experimentální část Svarové spoje plechů jakosti 15NiCuMoNb5 o tloušťce 80 mm (s opracovanými svarovými hranami typu X) byly provedeny technologií obloukového svařování pod tavidlem s aplikací trubičkového svařovacího drátu Fluxocord 43.1 o průměru 4 mm a tavidla OP 121 TT z produkce fy Oerlikon Schweisstechnik GmbH [7] při předehřevu a mezihousenkové teplotě v rozmezí 150 až 250 C [6]. Výsledky kontrolního rozboru použitého kotlového plechu a návaru homogenního svarového kovu jsou uvedeny v tab. 1. Obsah prvku (hm.%) C Mn Si P S Ni Mo Cu Nb V Al kotlový plech 0,17 1,11 0,40 0,009 0,001 1,19 0,35 0,53 0,03 0,01 0,023 svarový kov 0,04 1,67 0,11 0,022 0,008 2,22 0,40 0,06 0,00 0,12 0,007 Tab. 1 Výsledky kontrolního rozboru chemického složení použitého kotlového plechu a návaru homogenního svarového kovu Tab 1. Results of check chemical analysis of base material and weld metal Pro zajištění požadované úrovně pevnostních vlastností svarového kovu byl pokles prokalitelnosti a zpevnění v důsledku nízkého obsahu C a absenci Cu jako legujícího prvku kompenzován zvýšenými obsahy Ni, Mn a přísadou V. Na základě rozboru vlivu podmínek tepelného zpracování na komplex mechanických vlastností svaru a základního materiálu [6] bylo aplikováno jakostní tepelné zpracování svařence normalizačním žíháním 890 C/2h/vzduch, popouštěním 620 C/4h/vzduch a následnými simulačním žíháním režimem 560 C/5h s ochlazením na vzduchu. Dosažená úroveň pevnostních vlastností základního materiálu, svarového kovu i svarového spoje splňuje s dostatečnou rezervou požadavky příslušných předpisů [4,5], specifikované pro rozmezí tlouštěk plechu 50 až 100 mm. Hodnocený svarový spoj byl s vyhovujícími výsledky podroben zkoušce lámavosti v bočním ohybu na úhel 180 při průměru trnu 3t, rázovým zkouškám v ohybu při lokalizaci vrubu ve svarovém kovu, na hranici ztavení i v oblasti základního materiálu a dále pak obvyklým nedestruktivním testům, tj. vizuální kontrole a zkoušce prozářením s vyhodnocením podle EN 25 817, pro stupeň jakosti B, zkoušce ultrazvukem a magnetické nedestruktivní kontrole. Studium lomového chování bylo zaměřeno k posouzení odolnosti vůči náhlému nestabilnímu lomu při teplotách obvyklých při výrobě, montáži nebo režimu odstávky kotlového tělesa, tj. při laboratorní teplotě a v případě základního materiálu také při 0 C, dále při teplotách běžného provozního nasazení v podcreepové teplotní oblasti (např. při tlaku páry 16,2 MPa), tj. při teplotě 350 C a dále při teplotách typických pro tranzitní chování
kotlového plechu z hodnocené nízkolegované žárupevné oceli, tj. při 40 C. Experimentální práce byly rovněž zaměřeny na stanovení referenční teploty T 0, která charakterizuje lomovou houževnatost konstrukčních ocelí v tranzitní oblasti na jejíž znalosti je možné sestrojit teplotní závislost lomové houževnatosti v tranzitní oblasti (Master curve). Při odběru zkušebních těles pro zkoušky lomové houževnatosti byla respektována orientace podélného svaru kotlového bubnu, kolmého ke směru válcování svařovaných kotlových plechů a z hlediska trajektorie případného šíření trhliny také dominantní charakter provozního zatížení kotlového tělesa vnitřním přetlakem páry [7-9] (obr. 1). Obr. 1 Orientace zkušebních těles a hlavního směru tváření Fig. 1 Test specimens orientation and direction of main axis of formation S přihlédnutím k popsaným skutečnostem bylo hodnocení lomového chování provedeno na zkušebních tělesech typu 1/2C(T) [10,11] o tloušťce B = 12,5 mm a šířce W = 25 mm, s nacyklovanou únavovou trhlinou, zatěžovaných excentrickým tahem odebraných v orientaci L-S [10,11] jak z oblasti základního materiálu, tak i ze svarového kovu viz obrázek 2. Celkový počet zkušebních vzorků byl do značné míry limitován omezeným množstvím dostupného experimentálního materiálu, což je patrné zejména v případě odběru vzorků z oblasti svarového kovu. Zkoušky lomové houževnatosti základního materiálu a svarového kovu byly prováděny v souladu s [10,11]. Jednotlivá zkušební tělesa byla při zvolené zkušební teplotě zatěžována na servohydraulickém zkušebním zařízení MTS 100 kn v režimu konstantního pohybu pístnice rychlostí 0,5 mm/min. V průběhu zkušebního procesu byla registrována závislost zatěžující síly na rozevření vrubu, což umožnilo charakterizovat lomové chování zkušebních těles parametrem kritického rozevření trhliny δ c případně závislostí rozevření trhliny δ na přírůstku délky nacyklované trhliny a v podmínkách stabilního růstu tvárné trhliny. Kritické rozevření trhliny, charakterizující lomové chování v případech nestabilního lomu v oblasti platnosti elasto-plastické lomové mechaniky, bylo určeno vztahem 2 2 K (1 ν ) 0,4( W a0 ) δ = +. V pl (1) 2ER 0,2 0,6a + 0,4W + z p 0 Na druhé straně pak v těch případech, v nichž typickým znakem lomového chování byl stabilní růst tvárné trhliny, bylo rozevření trhliny jako funkce přírůstku a vypočteno ze vztahu 2 2 K (1 ν ) 0,6 a + 0,4 ( W a 0 ) δ c = +. V pl (2) 2 ER 0,2 0,6 ( a + a )0,4W + z p 0
V obou uvedených rovnicích je K je faktor intenzity napětí, odpovídající síle při odlehčení zkušebního tělesa, MPam 0,5,ν je Poissonova konstanta,e je modul pružnosti v tahu, např. 2,11.10 5 MPa při laboratorní teplotě nebo 1,88.10 5 MPa při 350 C [12], a 0 je počáteční délka únavové trhliny, mm, W je šířka zkušebního tělesa, mm, V pl je plastické rozevření trhliny v ose zatěžování, mm, a je přírůstek trhliny v důsledku stabilního růstu, mm, R p 0,2 je mez kluzu materiálu při zkušební teplotě, MPa, z je vzdálenost od osy zatěžování, mm Dosažené výsledky a jejich diskuse Provedené zkoušky lomové houževnatosti v obou lokalitách svarového spoje kotlového plechu jakosti 15NiCuMoNb5 ve stavu po úplném tepelném zpracování a následném simulačním žíhání, tj. v základním materiálu a v oblasti svarového kovu, ukázaly na závažnou skutečnost, že zatímco charakteristickým rysem lomového chování v teplotní oblasti 0 až 350 C je stabilní růst tvárné trhliny, při poklesu zkušební teploty na 40 C se již jedná o náhlý nestabilní lom v oblasti platnosti elasto-plastické lomové mechaniky. S přihlédnutím k této skutečnosti jsou dosažené výsledky hodnocení lomového chování obou částí svarového spoje souhrnně prezentovány v tab. 2 pro oblast teplot 0 až 350 C a v tab. 3 pro zkušební teplotu 40 C. Tab. 2 Výsledky hodnocení lomového chování kotlového plechu a svarového kovu v teplotní oblasti 0 až 350 C Tab. 2 Fracture behaviour of welded joint in the temperature range from 0 to 350 C Lokalita svarového spoje základní materiál svarový kov Zkušební teplota [ C] 0 20 350 20 350 a 0 P odl [N] a δ K δ 0,2 [MPam 0,5 ] 1192 22060 0,09 0,22 12,22 23462 0,44 0,48 284,2 11,99 22603 0,26 0,35 12,19 23636 0,62 0,51 12,37 22231 0,23 0,28 245,0 12,17 22226 0,41 0,40 12,00 19250 0,10 0,129 11,99 21100 0,74 0,45 12,14 19533 0,44 0,39 12,66 19500 0,76 0,41 192,5 12,70 19578 0,23 0,20 12,14 22728 0,30 0,37 12,40 22000 0,39 0,34 12,13 23000 0,14 0,23 256,7 13,87 17998 0,28 0,29 12,05 20600 0,13 0,20 197,0 12,25 20500 0,31 0,25 Poznámka: P odl je síla při odlehčení zkušebního tělesa V případech lomového chování, provázeného stabilním růstem tvárné trhliny, byly na základě průběhu izotermických R křivek, vyhodnocených pro oblasti základního materiálu a svarového kovu při jednotlivých zkušebních teplotách (obr.3), vypočteny hodnoty elasto-
plastického ekvivalentu lomové houževnatosti K δ0,2. Uvedený parametr odpovídá přírůstku délky trhliny a=0,2 mm, přičemž jeho hodnota byla vypočtena ze vztahu 2ER p 0,2 K δ 0,2 =. δ 0,2 (3) 1 ν kde δ 0,2 je hodnota rozevření trhliny pro a= 0,2 mm, vypočtená z průběhu příslušné R křivky. Ukazuje se zde, že stanovené, poměrně vysoké hodnoty parametrů lomové houževnatosti K δ0,2 klesají s rostoucí zkušební teplotou, přičemž zjištěné rozdíly mezi jejich dosaženými úrovněmi v základním materiálu a ve svarovém kovu, charakterizující počáteční stádium iniciace trhliny, nelze považovat za systematické a zřejmě ani za významné (tab.2). Porovnání celkových průběhu R křivek však na druhé straně ukazuje na vyšší odolnost proti stabilnímu rozvoji tvárné trhliny u základního materiálu než u svarového kovu, a to při obou hodnocených zkušebních teplotách (obr.2). V úvahu je dále nutno vzít patrný pokles odolnosti proti stabilnímu růstu trhliny při teplotě 350 C, který se v porovnání s lomovým chováním při laboratorní teplotě projevuje jak u základního materiálu, tak u svarového kovu přibližně 20%ním snížením hodnoty parametru K δ0,2 (tab.2) celkovým posunem R křivek k nižším úrovním rozevření trhliny δ při přibližném zachování jejich směrnice (obr.3), což souvisí s poklesem hodnot meze kluzu a modulu pružnosti v tahu s rostoucí teplotou. Obr. 3 R křivky svarového spoje oceli 15NiCuMoNb5 získané při různých zkušebních teplotách. Fig. 3 The resistance curve of base metal and weld metal as a funkcion of temperature. Odlišný přístup k charakteristice lomového chování si vyžaduje vyhodnocení lomové houževnatosti u zkušebních těles, porušených při teplotě 40 C náhlým nestabilním lomem v oblasti platnosti elasto-plastické mechaniky. V těchto případech byly pro obě hodnocené
části svarového spoje vypočteny hodnoty elasto-plastického ekvivalentu lomové houževnatosti K δc podle vztahu K 2ER p 0,2 δ 2 c 1 ν = (4) δ 0,2. v němž δ c je kritické rozevření trhliny, stanovené v souladu s rovnici (1). Výsledky vyhodnocení parametru lomové houževnatosti K δc, stanoveného pro základní materiál i svarový kov při zkušební teplotě 40 C, jsou uvedeny v tab. 3. S ohledem na skutečnost, že tato zkušební teplota již spadá do tranzitní teplotní oblasti, typické pro přechod houževnatý-křehký stav, jsou dosažené výsledky vyhodnocení parametru K δc u základního materiálu a zejména pak u svarového kovu v souladu s očekáváním zatíženy poměrně značným rozptylem, který je však ve zmíněné teplotní oblasti u běžných typů konstrukčních ocelí zcela obvyklý. Na druhé straně je však zřejmé, že vypočtené střední hodnoty lomové houževnatosti se i při této extrémně nízké teplotě (s přihlédnutím k běžným aplikacím kotlových plchů dané jakosti) nacházejí na zcela akceptovatelné úrovni, přičemž za významný nelze považovat ani mírný, přibližně 10%ní pokles střední hodnoty K δc = 219 MPam 0,5 ve svarovém kovu oproti úrovni tohoto parametru, zjištěné při této teplotě v základním materiálu (tab. 3). Hodnocená lokalita svarového spoje a 0 P max [N] δ C K δc [MPam 0,5 ] 12,57 22486 0,172 213,5 základní materiál 13,25 20642 0,401 326,1 13,46 18554 0,099 161,9 12,40 24441 0,281 273,1 svarový kov 12,03 25831 0,313 288,3 12,06 16780 0,031 94,6 Poznámka: P max je síla při nestabilním lomu zkušebního tělesa K δc stř. [MPam 0,5 ] 234 219 Tab. 3 Výsledky posouzení lomového chování kotlového plechu a svarového kovu při 40 C (náhlý nestabilní lom) Tab. 3 Fracture behaviour of base material and weld metal at 40 C (cleavage fracture) V porovnání s běžnými typy tlustých plechů z uhlíkových a nízkolegovaných ocelí pro výrobu kotlových těles a tlakových nádob byly v našich dosavadních úvahách jako stěžejní přednosti kotlových plechů jakosti 15NiCuMoNb5 považovány zejména výrazně vyšší úroveň meze kluzu i meze pevnosti v oblasti teplot 300 až 350 C [4,5] a rovněž taky velmi malá citlivost komplexu mechanických vlastností ke vzrůstu tloušťky plechu díky existenci převládající bainiticko-feritické struktuře oceli v širokém rozmezí rychlosti ochlazování z teploty normalizačního žíhání [6,13,14]. Na základě dosažených výsledků hodnocení lomového chování této oceli můžeme konstatovat, že zmíněné přednosti lze nepochybně rozšířit i o vysokou odolnost proti šíření trhlin, a to nejen v teplotní oblasti 0 až 350 C, stěžejní z hlediska funkční spolehlivosti kotlového tělesa v provozních podmínkách, nýbrž i v tranzitní oblasti při teplotě 40 C. Vysoké úrovně odolnosti vůči náhlému nestabilnímu lomu je možné pozorovat nejen u kotlového plechu (obr.4), nýbrž při vhodně zvolené technologie svařování včetně aplikace optimálních typů přídavných svařovacích materiálů také v oblasti svarového kovu.
K JC [MPam 0,5 ] 300 280 260 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 Výsledky hodnocení lomové houževnatosti, dosažené při zkušební teplotě 40 C, resp.celou teplotní závislost lomové houževnatosti v tranzitní oblasti můžeme dále porovnat s odpovídajícími parametry lomového chování konstrukčních ocelí, používaných pro výrobu tlakových nádob. Jedná se o tlusté plechy jakostí SA 508, Gr. 3, Cl.2 a SA 533, Type C,Cl.1 podle ASME Code [15], resp. z niobem mikrolegované C-Mn jemnozrnné oceli se sníženou anizotropií a rozšířenými zárukami mechanických vlastností za WB 36 T 0 = -105 C pro teplotní interval -160 C až -20 C K δ0,2 = -0,2012.T + 269,95 pro teploty 0 C až + 350 C -160-110 -60-10 40 90 140 190 240 290 340 T 0 [ C] Obr.6: Teplotní závislost lomové houževnatosti [20] Fig.6: Temperature dependence of fracture snížených teplot typu 13116.1 podle VN41 3116 [16]. Identickým metodickým postupem byla u zmíněných plechů z ocelí SA 508, Gr.3, Cl.2 a SA 533, Type C,Cl.1 po jakostním tepelném zpracování stanovena úroveň hodnot K δc při teplotě 40 C na střední úrovni 129 resp. 158 MPam 0,5 [17], která je výrazně nižší v porovnání s kotlovým plechem jakosti 15NiCuMoNb5 i s použitým svarovým kovem typu Fluxocord 43.1 (tab.3). Na druhé straně však střední lomová houževnatost hodnoceného plechu 234 MPam 0,5 dosahuje při této teplotě zhruba dvoutřetinové úrovně ze střední hodnoty lomové houževnatosti 359 MPam 0,5, stanovené u tlustého plechu z oceli 13116.1 [18,19]. Dosažená hodnota referenční teploty T 0 základního materiálu (T 0 = -105 C) která je materiálovou charakteristikou definující teplotu, při níž je medián lomové houževnatosti roven hodnotě K JC(med) = 100 MPam 0,5 je v porovnání z výše uvedenými jakostmi ocelí SA 508, Gr. 3, Cl.2 (T 0 = -48 C), resp. SA 533, Type C,Cl.1, (T 0 = -62 C) [9] výrazně nižší, tedy svědčí o výrazně vyšší odolnosti vůči náhlému nestabilnímu lomu v tranzitní oblasti. Na druhé straně však referenční teploty T 0 dosahuje u tlustého plechu z oceli 13 116.1 hodnoty T 0 = -125 C [9]. Závěr V předloženém příspěvku jsou shrnuty výsledky lomového chování svarového spoje kotlového plechu z nízkolegované žárupevné oceli 15NiCuMoNb5 po úplném tepelném zpracování normalizačním žíháním a popouštěním a simulačním žíháním při 560 C. V rozmezí teplot 0 až 350 C je charakteristickým rysem lomového chování stabilní růst tvárné trhliny a zcela akceptovatelná úroveň hodnot lomové houževnatosti K δ0,2 v rozmezí 190 až 285 MPam 0,5, která - klesá s rostoucí teplotou zkoušení - je typická pro oblast kotlového plechu i svarového kovu. Nestabilní růst trhliny a náhlý lom jsou charakteristickými projevy lomového chování svarového kovu i základního materiálu v tranzitní oblasti při teplotě 40 C. Také v těchto případech byla vyhodnocena velmi příznivá úroveň lomové houževnatosti K δc nad 200 MPam 0,5.
Studovaný materiál vykazuje rovněž značnou odolnost vůči vzniku náhlého nestabilního lomu charakterizovanou jednak relativně vysokými hodnotami lomové houževnatosti při zkušební teplotě 40 C, kdy byla vyhodnocena úroveň lomové houževnatosti K δc nad 200 MPam 0,5, a jednak velmi nízkou hodnotou referenční teploty T 0 = - 105 C, a to i v porovnání s hodnotami získanými na odpovídajících konstrukčních ocelích, používaných pro výrobu tlakových nádob. Dosažené výsledky opět potvrdily oprávněnost aplikace obloukového svařování pod tavidlem a kombinace přídavných svařovacích materiálů Fluxocord 43.1 a OP 121 TT při provedení podélných svarů kotlových kroužků z oceli 15NiCuMoNb5 s požadovaným úplným tepelným zpracováním po svařování, a to i z hlediska dosažitelné úrovně lomové houževnatosti svarového kovu. Poděkování Tento příspěvek byl realizován za podpory ze státních prostředků prostřednictvím GAČR, číslo projektu 106/05/P541. Literatura [1] Heiermann,G. aj.: VGB Kraftwerkstechnik, 73,1973, s. 678 [2] Solbeck,K.: Stahl und Eisen, 114, 1994, Nr. 10, s.49 [3] Nickel,H. aj.: Int.J.Přes.Ves.and Piping, 47, 1991, s. 167 [4] Stahl-Eisen-Werkstoffblätter SEW 028 Unglegierte und legierte Druckbehälterstähle für den Einsatz bei mässing erhöhten Temperaturen, Verlag Stahleisen, 1993 [5] Vd TÜV-Werkstoffblatt 377/1, Schweissgeeigneter Warmfester Baustahl 15NiCuMoNb (W.Nr. 1.6368), 1999 [6] Sobotka,J.,Janeček,M.,Červinka,P.,Furmánek,J.: Zváranie-Svařování, 51, 2002, s. 154 [7] Technische Regeln für Dampfkessel TRD 301 Zylinderschalen, unter inneren Überdruck, 1977 [8] Norma ČSN 07 0414 Kotle parní a horkovodní, 1988 [9] pren 12952 Water tube boilers, Materials, Part 3: Design and calculations, 1997 [10] ASTM E 561 2002 Standard Practice for R-Curve Determination [11] ESIS P2-92 Procedure for Determining the Fracture Behaviour of Materials [12] Rohre aus Warmfesten und druckwassertoffbeständigen Stählen, Mannesmannröhren-Werke AG, 1991, Werkstoffblatt 415 R [13] Sobotka,J.aj.: Svařování kotlových plechů a výrobků z oceli WB 36, závěrečná zpráva, VÍTKOVICE-Výzkum a vývoj, 2001 [14] Josiek,J.-Sobotka,J.: K výběru konstrukčních materiálů pro pláště a dna kotlových těles. In: Kotle, energetická zařízení a spalovny odpadů 2002, ed. M.Ecler, Brno 2002, s. 54 [15] ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Sec. I-Power Boilers, Sec.II- Materials, Part A,D, Edition 2001 [16] Norma VN 41 3116, 1986 [17] Kander,L.-Matocha,K.-Tvrdý,M.: Fracture Behaviour of Welded Structures operating at Artic Temperatures. In: Junioeromat, Lausanne 1996,s.187 [18] Matocha,K.-Kander,L.-Wozniak,J.-Tvrdý,M.: Zváranie-Svařování, 47, 1998, s. 301 [19] Kander L.,Sobotka,J.,Matocha,K.: Hodnocení lomového chování svarového spoje kotlových plechů z nízkolegované žárupevné oceli 15NiCuMoNb5. Zváranie-Svařování,52, 11-12/2003,s.233 [20] Kander,L.Nakonvenční vlastnosti oceli 15NiCuMoNb5 (WB36),In Proc. METAL 2006,CD ROM,