KONSTRUKČNÍ MATERIÁLY A JEJICH VLASTNOSTI Z HLEDISKA LOMOVÉ MECHANIKY STRUCTURAL MATERIALS AND THEIR PROPERTIES FROM FRACTURE MECHANICS POINT OF VIEW Kunz, J. Katedra materiálů, Fakulta jaderná a fyzikálně inženýrská ČVUT v Praze, Trojanova 13, 120 00 Praha 2 E-mail: jiri.kunz@fjfi.cvut.cz ABSTRAKT U řady vysoce exponovaných konstrukčních částí je třeba při řešení otázek životnosti a spolehlivosti brát v úvahu přítomnost ostrých defektů, na kterých mohou za provozu iniciovat trhliny. Problémy daného typu jsou aktuální např. u komponent klasických i jaderných zařízení, dopravních prostředků, pohonných jednotek, chemických provozních kolon apod. Tyto defekty mohou být důsledkem buď předchozích technologických operací, nebo působení různorodých degradačních faktorů v průběhu provozu. Použití konvenčních inženýrských postupů při řešení této problematiky, založených na klasických mechanických vlastnostech materiálů, není adekvátní. V případě, že možnost výskytu ostrých defektů či trhlin nelze objektivně vyloučit, je třeba použitá kritéria hodnocení založit na poznatcích lomové mechaniky. Základním předpokladem je znalost příslušných lomově mechanických materiálových charakteristik. Tento přístup může vést ke zcela odlišným požadavkům na výběr a vlastnosti použitých materiálů. 1. ÚVOD U celé řady konstrukčních částí nelze z objektivních, technicko-ekonomických důvodů zabránit tomu, aby se v nich nevyskytovaly technologické defekty, konstrukční vruby a jiné účinné koncentrátory napětí, na kterých např. díky časově proměnnému mechanickému či teplotnímu zatěžování může dojít k iniciaci trhlin. V těchto případech řešení otázek únosnosti, životnosti spolehlivosti apod. pomocí klasických inženýrských postupů, založených na mezi pevnosti, mezi kluzu, mezi únavy apod., není adekvátní. Výskyt trhlin vede ke kvalitativně odlišné situaci, která vyžaduje vycházet ze zcela jiných konstrukčních filosofií (damage tolerance, fail safe), založených na poznatcích lomové mechaniky [1], která řešení obdobných problémů poskytuje potřebnou teoretickou bázi. Využití těchto postupů v praxi vyžaduje jednak respektovat předpoklady a omezení jejich aplikovatelnosti [2], jednak znát adekvátní materiálové charakteristiky [3]. Typickými příklady průmyslových odvětví, ve kterých je tento problém zvláště aktuální, je např. jaderná i klasická energetika, letecký průmysl, chemické inženýrství apod. Vlastnosti složitějších konstrukcí jsou mimo jiné determinovány použitými technologickými postupy, tj. např. svařováním, nýtováním apod. Zajištění bezpečného provozu konstrukcí obsahujících ostré defekty akcentuje význam defektoskopické kontroly, která spolu 23
s využitím poznatků lomové mechaniky poskytuje objektivní podklady pro plánování časového harmonogramu kontrolních inspekcí, oprav, výměn vadných částí, odstávek či vyřazení z provozu apod. Experimenty, zaměřené na zjišťování lomově-mechanických charakteristik, jsou většinou časově i finančně podstatně náročnější, než v případě zkoušek klasických mechanických vlastností. V praxi se proto používají různé zjednodušené postupy, které zjišťování lomově-mechanických charakteristik usnadňují, urychlují a zlevňují. Aplikace těchto postupů však má svá úskalí a omezení, která je třeba respektovat. V příspěvku je uvedeno několik konkrétních příkladů. 2. LOMOVÁ HOUŽEVNATOST 2.1 Umělá trhlina Klasické standardní zkoušky lomové houževnatosti se provádějí většinou na tělesech, zatěžovaných excentrickým tahem (CT-tělesa) nebo tříbodovým ohybem (3PBtělesa) [4],[5],[6]. Již samotná výroba těchto těles, zvláště v případě houževnatých materiálů, je dosti náročná. Do těchto těles je třeba před vlastní zkouškou předcyklovat relativně dlouhou trhlinu. Ve snaze snížit časovou a finanční náročnost této přípravné fáze se někdy používá umělé trhliny, tj. vrubu, vyříznutého do zkušebního tělesa vhodným technologickým postupem. Na poloměru zaoblení dna této umělé trhliny (ozn. ) závisí nejen součinitel koncentrace napětí α na jejím čele ( ), ale i pole napětí a deformací v jejím okolí. Takto stanovená lomová houževnatost K c tedy není materiálovou konstantou, ale funkcí poloměru zaoblení kořene vrubu, který závisí na použitém způsobu přípravy umělé trhliny. Závislost může být dosti výrazná, o čemž svědčí příklad, uvedený na obr. 1 (podle [7]). Je zřejmé, že lomová houževnatost tělesa s reálnou trhlinou, která je velmi ostrá a má tudíž poloměr zaoblení kořene velmi malý, může být výrazně nižší, než lomová houževnatost tělesa s umělou trhlinou. V praxi nekriticky aplikovaný, nadhodnocený odhad lomové houževnatosti na základě výsledků experimentu s umělou trhlinou tak může vést k velmi nebezpečnému podcenění kritičnosti stavu konstrukční části s reálnou (např. únavovou) trhlinou. lomová houževnatost K [MPa.m 1/2 ] Al-slitina 7178-T6 poloměr zaoblení dna vrubu [mm] Obr. 1. Závislost lomové houževnatosti, naměřené na tělesech s umělou trhlinou, na poloměru zaoblení kořene vrubu (slitina typu AlZnMg, podle [7]). 24
2.2 Empirický vztah mezi vrubovou a lomovou houževnatostí Jinou možností, jak zjistit lomovou houževnatost bez toho, aby bylo třeba ve zkušebních tělesech předcyklovat trhlinu, je použití empiricky stanovených korelačních vztahů mezi lomovou houževnatostí a jinou, snáze měřitelnou mechanickou charakteristikou. Typickým příkladem je vztah mezi lomovou houževnatostí ve stavu rovinné deformace K Ic, vrubovou houževnatostí CVN a mezí kluzu y. V oblasti vyšších teplot (tj. nad přechodovou teplotou) se obvykle používá korelační vztah, který lze vyjádřit ve tvaru 2 K Ic CVN A B, (1) y y kde A a B jsou materiálové konstanty [8]. Dva příklady závislosti typu (1) pro martenzitické oceli a oceli na odlitky jsou graficky znázorněny na obr. 2, příslušné regresní parametry A a B jsou shrnuty v tab. 1. V oblasti nižších teplot se v praxi používají korelační vztahy zcela odlišného typu (viz např. [9],[11],[12]), např. 2 K Ic 1, 5 2,2 10 4 CVN, (2) E kde E [MPa] je modul pružnosti v tahu. Je zřejmé, žádný univerzálně platný vztah mezi K Ic a CVN neexistuje. U některých materiálů byla dokonce mezi oběma charakteristikami zjištěna jen velmi slabá korelace [13]. K použití empirických vztahů přejatých z literatury je třeba přistupovat velmi obezřetně, v případě odlišného materiálu je nezbytné hodnoty regresních konstant stanovit experimentálně, což vyžaduje provést paralelní nezávislá měření K Ic a CVN. Obr. 2. Příklady vztahu mezi lomovou a vrubovou houževnatostí pro dva typy ocelí. Tab. 1. Parametry A a B korelačního vztahu (1) pro dva typy ocelí. Uvedené hodnoty odpovídají jednotkám K Ic [MPam 1/2 ], CVN [J] a σ y [MPa]). konstrukční materiál A [10-6 m -2 ] B [10 6 m 3 ] zdroj martenzitické oceli 0,646 0,0098 [9] oceli na odlitky 1,170 0,0220 [10] 25
2.3 Vztah mezi standardní a únavovou lomovou houževnatostí Trhlina, šířící se v reálné konstrukční části v důsledku působení provozního, časově proměnného namáhání, ztratí stabilitu, jestliže faktor intenzity napětí, charakterizující pole napětí a deformací na jejím čele, dosáhne tzv. únavové lomové houževnatosti K fc. Tuto materiálovou charakteristiku nelze obecně ztotožňovat se standardní lomovou houževnatostí K Ic, která se určuje za přesně definovaných, normalizovaných podmínek, které mimo jiné minimalizují vliv předchozí historie zatěžování, délky trhliny apod. V případě provozního lomu však může v důsledku předchozího časově proměnného zatěžování dojít v okolí čela trhliny k výrazným změnám mechanických vlastností, které ovlivní schopnost disipace energie a tedy i odolnost materiálu vůči ztrátě stability trhliny. Reálná (únavová) lomová houževnatost K fc se tak může dosti výrazně lišit od standardní lomové houževnatosti K Ic. Poměr K cf /K Ic závisí nejen na parametrech a počtu zatěžovacích cyklů, ale i na složení a struktuře materiálu, teplotě apod. [14]. Konkrétním příkladem rozdílu mezi těmito charakteristikami může být empirický vztah [15] K K cf Ic 1 bk, (3) kde konstanta b nabývá hodnot (4 5).10-3 MPa -1.m -1/2. Graf závislosti (3) je uveden na obr. 3. Je zřejmé, že rozdíl mezi únavovou a standardní lomovou houževnatostí je tím větší, čím je daný materiál houževnatější. Provozní únavová lomová houževnatost tak může být o více než 50 % nižší, než standardní lomová houževnatost. Ic 26 Obr. 3. Vztah mezi únavovou a standardní lomovou houževnatostí. 2.4 Master Curve Jedním z nejdůležitějších faktorů, ovlivňujících lomovou houževnatost materiálů K c, je teplota T. Pro praxi je znalost této závislosti velmi důležitá, neboť v důsledku poklesu provozní teploty může dojít k výraznému snížení odolnosti materiálu vůči ztrátě stability trhliny. Podrobné proměření této závislosti je experimentálně, časově i finančně
náročné. Významné zjednodušení nabízí koncepce Master Curve (přehledně popsaná např. v. [16],[17]), založená na experimentálně ověřené skutečnosti, že tvar přechodové křivky K c (T) lze pro feritické konstrukční oceli popsat univerzálním vztahem K c 30 70exp 0,019 T T0, (4) ve kterém vystupuje pouze jediný volný parametr T o, označující tzv. referenční teplotu, při které lomová houževnatost dosahuje smluvní hodnoty K c = 100 MPam 1/2. Tato teplota se určuje experimentálně podle normalizovaných postupů pomocí Charpyho zkoušky [18] nebo pomocí standardní zkoušky lomové houževnatosti [19]. Závislost K c (T-T o ) ve tvaru (3) je graficky znázorněna na obr. 4. Koncepce Master Curve sice experimentální výzkum teplotní závislosti lomové houževnatosti výrazně zjednodušuje, ale její aplikace v praxi je zatím omezena jen na třídu feritických ocelí. 3. ZÁVĚR Obr. 4. Master Curve univerzální závislost lomové houževnatosti feritických ocelí na teplotě ve tvaru (3). Poruchy kritických částí energetických, chemických, dopravních a jiných zařízení, vyvolané šířením trhlin, mohou ohrozit lidské životy a životní prostředí. Rovněž ekonomické ztráty, vzniklé v důsledku havárie či samotného vyřazení daného zařízení z provozu, mohou být značné. Významné části těchto ztrát by bylo možno zabránit včasnou a důslednou aplikací poznatků lomové mechaniky ve fází konstrukčního návrhu, výběru vhodného materiálu, optimalizace technologického postupu, při plánování časového harmonogramu defektoskopických kontrol kritických míst, odstávek a oprav zařízení, při analýze případných poruch apod. K tomu je však třeba mít k dispozici potřebné lomově mechanické charakteristiky těchto materiálů. Jejich zjišťování bývá experimentálně, časově i finančně poměrně náročné. V praxi se proto používá řada zjednodušujících metodických postupů, jejichž použití však má svá omezení. K interpretaci a aplikaci takto získaných poznatků v praxi je však třeba přistupovat kriticky a s rozvahou, neboť laboratorní podmínky ne vždy věrohodně simulují podmínky provozní. V příspěvku je tato problematika ilustrována na příkladu lomové houževnatosti. Obdobné problémy se však týkají i dalších lomově mechanických charakteristik. Pro rychlé a spolehlivé řešení 27
otázek souvisejících s provozuschopností konstrukčních částí, u kterých nemůžeme vyloučit výskyt trhlin či jiných ostrých defektů, je třeba, aby databáze materiálových vlastností obsahovaly rovněž informace např. o prahové hodnotě rozkmitu faktoru intenzity napětí pro šíření únavových trhlin K p, o závislosti rychlosti šíření únavové trhliny na K, o prahové hodnotě pro šíření trhliny v daném prostředí v důsledku koroze pod napětím K ISCC (K IEAC ) apod. Při analýze poruch je navíc důležitá znalost fraktografických znaků lomů těles z daného materiálu, odpovídajících mikromechanismům, které se za daných podmínek mohou na procesu porušování podílet (viz např. [20],[21]). LITERATURA [1] KUNZ, J.: Aplikovaná lomová mechanika. Praha, ČVUT 2005, 272 s. [2] KUNZ, J.: Lineární lomová mechanika možnosti a omezení aplikace při výzkumu šíření únavových trhlin. In: Proc. Letná škola únavy materiálov 2004, VII. ročník (Zuberec Roháče). Žilina, Žilinská univerzita 2004, s. 33. [3] KUNZ, J.: Význam a přínos lomové mechaniky při řešení problematiky zvyšování životnosti a spolehlivosti konstrukčních částí v energetice. In: Proc. 6. Konference Zvyšování životnosti komponent energetických zařízení v elektrárnách (Srní). VZÚ Plzeň et al. 2011, s. 105. [4] ČSN 42 0347. Zkouška lomové houževnatosti K Ic kovů při rovinné deformaci. [5] ASTM Standard E 399-90. Standard Test Method for Plane/Strain Fracture Toughness of Metallic Materials. [6] ASTM Standard E 1820-08a. Standard Test Method for Measurement of Fracture Toughness. [7] POOK, L.P.: Linear Elastic Fracture Mechanics for Engineers. Theory and Applications. Southhampton, WIT Press 2000. 154 p. [8] SCHLINDLER, H.J. - MORF, U.: Int. J. Pres. Ves. & Piping, 55, 1993, p. 203. [9] BARSOM, J.M. - ROLFE, S.T.: Correlation between K Ic and Charpy V-Notch Test Results in the Transion-Temperature Range. ASTM STP 466, ASTM 1970, p. 281. [10] STEPHENS, R.L.: Fatigue and Fracture Toughness of Five Carbon or Low Alloy Cast Steels at Room or Low Climatic Temperatures (Research Report No. 94A). Steel Founders' Society of America 1982. 97 p. [11] BARSOM, J.M. - ROLFE, S.T.: Fracture and Fatigue Control in Structures: Applications of Fracture Mechanics. West Conshohocken, PA, ASTM 1999. [12] Inspection, Evaluation, and Repair of Hydraulic Steel Structures [EM 1110-2-6054]. Engineer Manual. Dept. of the Army, US Army Corps of Engineers 2001. [13] TOMIN, M.J.: Application of Structural Steels for Arctic Shipping (Dissertation). Calgary, 1991. [14] TROSHCHENKO, V.T. - PROKOPENKO, A.V. - POKROVSKY, V.V.: Fatigue Engng Mat. Struct., 1, 1979, p. 247. [15] TROSHCHENKO, V.T. - POKROVSKY, V.V.: Strength of Materials, 35, 2003, p. 1 (Part I), p. 105 (Part II). [16] HOLZMANN, M. - JURÁŠEK, L.: Konstrukce, 2009, s. 68. [17] Guidelines for Application of the Master Curve Approach to Reactor Pressure Vessel Integrity in Nuclear Power Plants. TRS No. 429. Vienna, IAEA 2005. 205 p. [18] ASTM E 1921-05. Standard test Method for Determination of Reference temperature T 0 for Ferritic Steels in the Transition Range. ASTM International. [19] ASME Code Case N-629. Use of Fracture Toughness Test Data to Establish Reference Temperature for Pressure Retaining Materials, Sec. XI, Div. 1, 1999. [20] SIEGL, J. - NEDBAL, I. - KUNZ, J.: Energetika, 59, 2009, s. 98. [21] SIEGL, J. - NEDBAL, I. - KUNZ, J.: Int. J. Fatigue, 31, 2009, p.1062. 28