MĚŘENÍ MEZE ÚNAVY LOPATKOVÝCH MATERIÁLŮ MEASUREMENT FATIGUE LIMIT OF MATERIALS FOR MOVING BLADE

MĚŘENÍ MEZE ÚNAVY LOPATKOVÝCH MATERIÁLŮ MEASUREMENT FATIGUE LIMIT OF MATERIALS FOR MOVING BLADE Vratislav Polívka a František Nový b Jaroslav Svoboda c Václav Mentl d a ŠKODA POWER, a. s., Tylova 57, 30128 Plzeň, ČR, vratislav.polivka@skoda.cz b Žilinská univerzita, Univerzitná 1, 01026 Žilina, ČR, frantisek.novy@fstroj.uniza.sk c Ústav termomechaniky AV ČR, Veleslavínova 11, 30114 Plzeň, ČR, svoboda@cdm.it.cas.cz d ŠKODA VÝZKUM s.r.o., Tylova 57, 30128 Plzeň, ČR, vaclav.mentl@skodavyzkum.cz Abstrakt Zkoušky probíhaly přímo na modelových závěsech v měřítku 1:1 a 1:2 na lopatkové oceli X12Cr13. Pro zjištění dalšího průběhu únavové křivky za obvyklou hranicí 10 7 cyklů bylo provedeno měření gigacyklové únavy. Z měření vyplynulo, že nelze počítat s hodnotami meze únavy vyhodnocené z klasického hladkého vzorku, ale je třeba uvažovat celý konstrukční uzel při konkrétním typu namáhání a konkrétní teplotě. Tests were carried out in model of blade suspensions on scale 1:1 and 1:2 made from steel X12Cr13. For determination of next process fatigue curve beyond the usual limit 10 7 cycles there were performed measurement of gigacycle fatigue. Measurement confirmed that it is impossible to calculate on values of fatigue limit evaluated from classical smooth sample, but it is necessary to take into account the whole design detail at particular type of strain and particular temperature. 1. ÚVOD 1.1 Únava obecně Počet mechanických zatěžujících cyklů, které musí konstrukční součást v provozu bezpečně zvládnout, je závislá na požadavcích, které jsou na ní kladené. V některých případech stačí, aby zařízení, resp. součást byla v průběhu životnosti schopná odolat jen velmi malému počtu cyklů. Naopak mnohé součásti a konstrukční uzly, např. části motoru, ložiska, turbíny, mosty atd., bývají v provozu většinou vystavené velmi vysokému počtu zatěžujících cyklů s relativně nepatrnými amplitudami zatěžování a téměř neměřitelnými amplitudami plastické deformace, kde základním požadavkem pro tyto součásti je, aby vydržely bez poškození mechanickým zatěžováním N f = 10 8 10 10 cyklů [1]. Z tohoto důvodu se zavedli pro určení únavové životnosti zkoušky únavy, které se uskutečňují s cílem zjistit reakci materiálů na cyklické namáhání. Nejjednodušším požadavkem je stanovit počet cyklů, které materiál (zkušební tyč) při opakovaném mechanickém zatěžování vydrží, pokud nedojde k únavovému lomu. Celá tato oblast zatěžování je charakterizovaná počtem cyklů potřebných pro iniciaci únavové trhliny N i a počtem cyklů na šíření únavové trhliny N p, přičemž je v globále definovaná jako celková životnost součástí N f. Posouzení celkové únavové odolnosti součástí nebo konstrukcí proti únavovému poškození můžeme určit dvěma způsoby: 1

- podle celkové životnosti (počet cyklů do lomu N f ), kde jsou pro oblast nízkocyklové únavy určené závislosti plastické deformace ε ap od celkového počtu cyklů do lomu N f a pro oblast vysokocyklové únavy určené závislosti amplitudy napětí σ a od celkového počtu cyklů do lomu N f. - podle šíření únavové trhliny (počet cyklů do lomu N f ) co podstatně přesněji vystihuje skutečný stav na konstrukcích, v kterých existuje množství trhlin a defektů různého charakteru způsobujících růst únavových trhlin [2]. 1.2 Wöhlerova křivka (S-N křivka) Nejpoužívanější analýza pro zjištění únavových vlastností materiálu, stanovení životnosti a meze únavy při zatěžovaní s konstantní amplitudou napětí je dosud Wöhlerova zkouška. Získané výsledky experimentů se vynášejí do grafické závislosti amplitudy aplikovaného nominálního napětí σ a v závislosti na počtu cyklů do lomu N f (obr. 1). U některých materiálů (nízkouhlíkové, středně legované ocele, ocele na odlitky, korozivzdorné ocele atd.) se sklon S-N křivky při počtu cyklů N f = 10 6 10 7 asymptoticky blíži k hraniční hodnotě označované jako mez únavy σ c. S N křivka se v semilogaritmických souřadnicích obvykle znázorňuje šikmou přímkou charakterizující oblast časované životnosti a horizontální přímkou oddělující neporušené zkušební tyče. Při klesající amplitudě napětí σ a počet cyklů do lomu N f neustále roste a S N křivku není možné ve vysokocyklové oblasti popsat horizontální přímkou. V této oblasti je možné pozorovat únavové lomy i řádově pro N f = 10 9 cyklů. V případe, že počet cyklů do lomu stále roste s klesající amplitudou napětí, mez únavy σ c se stanovuje smluvně pro určitý počet cyklů, což nejčastěji odpovídá řádově N f = 10 7 cyklů [3, 4, 5]. Tento tvar křivky je typický pro ocele, hliníkové, hořčíkové slitiny, měď a mosaz. Obr. 1. Schematické znázornění S N křivky [6] Fig. 1. Exploded visualization S-N curve [6] S-N krivku, závislost amplitudy napětí na počtu cyklů do porušení σ a = f(n f ), je na základě publikovaných prací [7] možné rozdělit na dvě základní oblasti (obr. 2): - oblast nízkocyklové únavy low cycle fatigue (ohraničená body A, B, C, D) - oblast vysokocyklové únavy high cycle fatigue (ohraničená body D, E, F) 2

Hraniční počet cyklů N k, který obě oblasti odděluje je funkcí celé řady metalurgických faktorů. Nejčastější se v praxi používá hodnota N k 10 4 cyklů. Mezi nízkocyklovou a vysokocyklovou únavou je přechodová oblast D (D ), kde je možné pozorovat diskontinuitu anebo změnu sklonu křivky únavové životnosti. Obr. 2. Schematické znázornění charakteristických oblastí S N křivky [6] Fig. 2. Exploded visualization characteristic areas S-N curve S-N křivku životnosti (nízkocyklová únava) možno popsat mocninou závislostí: a f ( 2N ) b σ = σ (1) f kde σ f je součinitel únavové pevnosti, získaný extrapolací křivky životnosti pro první půl cyklus zatěžování (2N f = 1), b je exponent křivky životnosti. Faktory σ f, b charakterizují odpor materiálu proti únavovému poškozování. Faktor σ f se aproximuje jako hodnota lomového napětí σ f při jednosměrném zatížení, t.j. σ f = σ f. Rovnice (1) platí při malém počtu cyklů do lomu (10 1 až 10 4 ) pro vysokopevné a zejména pro cyklicky stabilní materiály, kterým se mechanické vlastnosti nemění v průběhu zatěžování [8]. Výsledkem únavových zkoušek je křivka únavové životnosti. Pro tuto oblast se určuje mez únavy σ c, která je definovaná výkmitem největšího napětí při určitém středním napětí σ m, které by měl materiál snést řádově pro N f = 10 7 cyklů. Avšak poslední práce [9 až 14] rozšířily teoretické poznatky, že únavové porušování se také objevuje při zatěžování v oblasti počtu více než N f >10 7 cyklů, t. j. v oblasti N f = 10 8 10 10 cyklů, kde dochází k porušení při napětí menším než je konvenčně stanovená mez únavy σ c (obr. 3). Této vysokocyklové oblasti zatěžování se v poslední době věnuje zvýšená pozornost, protože se zvyšují potřeby dosáhnutí vyšší výkonnosti, trvanlivosti a spolehlivosti strojů v oblasti za N f = 10 7 cyklů. 3

Obr. 3. Koncepce S-N křivky v oblasti vysokého počtu cyklů, kde materiál může mít rozdílné vlastnosti, které souvisí s tvarem S-N křivky [6] Fig. 3. Conception S- N curve in the area high of the number of cycles, where material is able to have different characteristics, which bears with form S- N curve [6] 2. VLASTNÍ EXPERIMENTY Problémy na vidličkovém závěsu oběžných lopatek vedly ke zkouškám, které měly zpřesnit teoretický pohled na únavovou životnost oceli X12Cr13+QT (17021.6 modifikovaná, resp. dřívější ocel Poldi R-M-AK1.9). Chemické složení (hm. %): C Si Mn Cr Ni P S 0,09 0,15 Mechanické hodnoty: max. 0,90 max. 0,70 12,0 14,0 max. 0,60 max. 0,020 max. 0,015 Re min = 490 MPa, Rm = 650 až 800 MPa, A min = 19 %, Z min = 60 %, KV min = 30 J. V následujícím jsou popsány tři experimenty, které byly prováděny. 2.1 Měření meze únavy na modelu vidličkového závěsu v měřítku 1:1 Na základě výkresu (obr. 4), byl vyroben model vidličkového závěsu z materiálu X12Cr13 (obr.5). Obr. 4. Podklady pro vytvoření modelu závěsu Fig. 4. Data for creation model of suspension 4

Obr. 5. Model závěsu Fig. 5. Model of suspension Zkoušky probíhaly ve spolupráci se ŠKODA VÝZKUM s.r.o. [15]. Závěsy byly zatěžovány střídavým tahem tlakem vždy s předpětím 150 kn při teplotě 200 C. Modifikovaná byla amplituda zatěžování, tvar a jakost použitých kolíků dle Tab. 1. vzorek Popis Předpětí σ t [kn] Amplituda σ a [kn] Počet cyklů do lomu N f Frekvence f [Hz] 1 150 150 19172 4 2 150 75 502005 7 3 Zkoušky 1.etapa 150 37,5 1118897 12 4 Kolíky 15320.5 150 30 3690678 14 5 150 37,5 3286748 12 6 150 26,25 3599093 12 7 Zkoušky 2. etapa 150 22,5 10800000 14,5 8 Kolíky 15320.5 150 30 3498100 14,5 9 150 75 138830 5,5 Podpíchnuté kolíky 15320.5 10 150 37,5 1662616 10 11 Otvory pro kolík zpevněné kuličkou, 150 75 1692820 2 12 kolíky 15320.5 150 75 694498 2 13 Kolík X19CrMoVNbN111 150 75 198289 7,52 14 Kolík X19CrMoVNbN111 150 75 269616 4,87 15 Kolík X19CrMoVNbN111 150 75 175118 4,87 Tabuka 1. Přehled naměřených hodnot patnácti zkušebních závěsů Table 1. Summary of measured values of fifteen trial suspensions Komentář: 7 - Nedošlo k porušení závěsu - zkouška uměle ukončena 9, 10 - Dva závěsy s podpíchnutými kolíky konstrukční úprava podpíchnutím v místech přechodu mezi vidličkou a prstem závěsu 11, 12 - Dva závěsy se zpevněnými otvory pro kolíky ocelovou kuličkou o průměru 20 mm 5

11 průměr otvoru pro kolík po protlačení kuličkou 19,6 mm 12 - průměr otvoru pro kolík po protlačení kuličkou 19,8 mm 13 - kolík X19CrMoVNbN111 pojištěný proti posunu, uložený na sucho 14 - kolík X19CrMoVNbN111 volný, mazaný Molycote 15 - kolík X19CrMoVNbN111 volný, nasucho s nástřikem HVOF - WC-Co Jednotlivé naměřené hodnoty jsou zobrazeny v grafu 1. Sila v kn 160 140 120 100 80 Zkousky 1 Zkousky 2 Podpichnute Zpevněné kuličkou X19-pojištěný-nasucho X19-volný-mazaný X19-volný-nasucho-s WC Logaritmický (Zkousky 1) Logaritmický (Zkousky 2) 60 40 20 0 1000 10000 100000 1000000 10000000 100000000 Pocet cyklu Graf 1. S-N závislost výsledky únavových zkoušek modelu reálného lopatkového závěsu Graph 1. S-N curve results of fatigue tests for real model suspension moving blade 2.2 Únavové zkoušky modelu vidličkového závěsu lopatek v měřítku 1:2 Model závěsu je zobrazen na obr. 6 opět vidlička i prst z oceli X12Cr13+QT a kolíky z oceli 15320.5. Oproti modelu v měřítku 1:1 bylo zajištěno lepší přiblížení skutečnému namáhání, které působí na oběžnou lopatku při provozu parní turbíny. Obr. 6. Model závěsu pro namáhání statickým tahem a ohybem Fig. 6. Model of suspension for static tensile stress and bending stress 6

Spoj byl namáhán statickou tahovou silou (simulace odstředivé síly při rotaci) a současně ohybem (simulace dynamického harmonického ohybového namáhání) ale pouze při 20 C. Vše bylo řešeno ve spolupráci s AV ČR [16]. Cílem bylo získat únavovou křivku za podmínek blízkým provozním, tak aby se kritické místo pro únavové porušení nacházelo v oblasti horního kolíku spojujícího prst s vidličkou, tedy v místě identickým s kritickým místem zjištěným v provozu. V tabulce 2 a grafu 2 jsou znázorněny výsledky zkoušek. Tabulka 2. Přehled naměřených hodnot na osmi závěsech Table 2. Summary of measured values on eight suspensions Graf 2. Únavová křivka pro kritické místo prstu Graph 2. Fatigue curve for critical place of finger 7

Smluvní mez únavy byla určena dle předpisu normy ČSN 42 0363 [17], která uvažuje počet cyklů 10 7 za hraniční pro trvalou pevnost. Proto byla smluvní mez únavy získána z průsečíku regresní čáry s mezním počtem cyklů jako σ OC = 45,4 MPa. 2.3 Gigacyklová únava Pro další zpřesnění pohledu na mez únavy lopatkového materiálu X12Cr13 pro vyšší počty cyklů než smluvní 10 7, bylo zadáno měření na Žilinskou univerzitu [6], kde se touto problematikou několik let zabývají. Měření probíhalo na hladkých válcových vzorcích obr. 7 (tedy již ne na modelu závěsu) při 20 C. Obr. 7. Válcová tělesa pro zkoušku (různé délky odpovídají rezonančnímu naladění) Fig. 7. Cylindrical body for examination (various longitude replies for resonance tuning) Obr. 8. Princip zkušebního zařízení Fig. 8. Principle of experimental arrangement 8

Rezonanční stroj obr. 8 umožňuje oproti klasickým hydraulickým strojům, kde se dosahuje frekvence cca 2 až 15 Hz zkoušky podstatně zkrátit: Zatížení Cykly N = 10 7 N = 10 8 N = 10 9 N = 10 10 Nízkofrekvenční (50 Hz) 2,3 dne 23 dní 230 dní 6,3 roku Vysokofrekvenční (20 khz) 9 min. 90 min. 15 hod. 6,2 dne Zatížení bylo souměrné sinusové s R = -1 a frekvencí cca 20 khz. Amplituda zatěžování se pohybovala v rozmezí 360 až 225 MPa s počtem cyklů 10 7 až 10 11. S-N křivka ocele X12Cr13 je znázorněna grafem 3. Graf 3. S-N křivka ocele X12Cr13 Graph 3. S-N curve for steel X12Cr13 Naměřená S-N křivka plynule klesá v celé zkoumané oblasti. Díky metalografickému rozboru lomových ploch se došlo k závěru, že v oblasti nad 10 9 cyklů se materiál bude porušovat v důsledku vnitřních inkluzí-vad, což však pro reálnou lopatku je daleko za její životností. Do této hranice se budou únavové trhliny šířit většinou z povrchu. 3. ZÁVĚRY V příspěvku jsou popsány tři experimentální měření na materiálu a modelech lopatkových vidličkových závěsů ze zušlechtěné oceli X12Cr13. Model 1:1 umožnil experimentálně odzkoušet v reálném rozměru a při reálné teplotě jednotlivé díly vidličkového závěsu. Díky různým variantám kolíků změna materiálu, mazání, nástřiku, způsobu uložení, bylo možné na S-N závislosti pozorovat přínos té které varianty. Bohužel tento experiment byl poměrně drahý a zdlouhavý, takže z 15 ks vzorkůzávěsů nelze vyvodit jednoznačné závislosti, ale jen trendy. Zároveň způsob namáhání ne zcela odpovídal realitě. Druhý model 1:2 se téměř shodoval svým způsobem namáhání reálným silám působícím na lopatky PT při jejich provozu a tím pádem je možné smluvní mez únavy hodnotit jako poměrně realistickou. Gigacyklová únava dala odpověď na otázku, co je za smluvní hranicí 10 7 cyklů. Únavová křivka dále klesá, díky poměrně malému počtu vzorků není jasné zda-li stupňovitě, ale určitě až do 10 11 je její trend klesající. 9

Z měření vyplynulo, že nelze počítat s hodnotami meze únavy vyhodnocené z klasického hladkého vzorku, ale je třeba uvažovat celý konstrukční uzel při konkrétním typu namáhání a konkrétní teplotě. LITERATURA [1] KUNZ, L.: Experimentální stanovení únavových charakteristík materiálů, EDIS vydavateľstvo ŽU, 2003. [2] SKOČOVSKÝ, P. BOKŮVKA, O. PALČEK, P.: Náuka o materiáli, Edičné stredisko VŠDS Žilina 1996. [3] PUŠKÁR, A: Fyzikálna metalurgia a medzné stavy materiálov, ALFA Bratislava 1984. [4] LANGE, G: Systematische Beurteilung technischer Schadensfälle, Wiley VCH Verlag GmbH, D 69469, Weinheim, Germany 2001. [5] RADAJ, D: Ermüdungsfestigkeit (Grundlagen für Leichtbau, Maschinen- und Stahlbau), Springer-Verlag Berlin Heidelberg, Germany 1995. [6] NOVÝ, F.: Analýza únavovej odolnosti materiálu X12Cr13 v oblasti 10 6 až 10 10 cyklov do lomu, Žilinská univerzita, Žilina 2006. [7] PUŠKÁR, A: Medzné stavy materiálov a súčastí, VEDA Bratislava 1989. [8] PUŠKÁR, A.: Vysokofrekvenčná únava materiálov, edičné stredisko ŽU, Žilina, 1997. [9] SAKAI, T. SATO, Y. OGUNA, N.: Characteristic S-N property of high carbon chromium bearing steel under axial loading in long life fatigue, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 4 July, Vienna, Austria, 2001. [10] OCHI, Y. MATSUMURA, K. MASAKI, K. YOSHIDA, S.: High Cycle Rotating Bending Fatigue Property in Very Long Life Regime of High Strenght Steels, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 4 July, Vienna, Austria, 2001. [11] MURAKAMI, Y. YOKOYAMA, N. N. and NAGATA, J.: Mechanism of fatigue failure in ultralong life regime, Fatigue Fract. Engng. Mater. Struc. Vol. 25, pp. 735-746, 2002. [12] MURAKAMI, Y. MASAYUKI, T. TOSHIYUKI, T.: Super-long tensioncompression fatigue properties of quenched and tempered 0, 46% carbon steel. Int. J. Fatigue Vol. 16, pp. 661 667, 1998. [13] TOKAJ, K. OHYA, K. KARIYA, H.: Microstructural and Mechanical Considerations to Subsurface Fatigue Crack Initiation and Associated Behaviour im Beta Titanium Alloys, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 4 July, Vienna, Austria, 2001. [14] NOTKINA, E. LÜTJERING, G. GYSLER, A.: Surface versus Subsurface Crack Nucleation in the HCF Regime of Titanium Alloys, Fatigue in the Very High Cycle Regime, 2 4 July, Vienna, Austria, 2001. [15] MENTL, V. Protokol z výsledků měření závěsů lopatek č. 616/05, ŠKODA VÝZKUM s.r.o., Plzeň, 2005 [16] SVOBODA, J. BALDA, M. FRÖLICH, V. JIŘÍK, P. KLÁŠTERKA, P. Únavové zkoušky modelu vidličkového závěsu lopatek, Výzkumná zpráva Z-1392/06, Ústav termomechaniky AV ČR 2006 [17] ČSN 42 0363 Zkoušky únavy kovů, Praha, 1987 10