Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODY učební text prof. Ing. Karel Matocha, CSc. Ing. Petr Jonšta, Ph.D. Ostrava 2013
Recenze: Ing. Ladislav Kander, Ph.D. Název: Autor: Speciální zkušební metody prof. Ing. Karel Matocha, CSc. Ing. Petr Jonšta, Ph.D Vydání: první, 2013 Počet stran: 161 Studijní materiály pro studijní obor Materiálové inženýrství fakulty Metalurgie a materiálového inženýrství Jazyková korektura: nebyla provedena. Určeno pro projekt: Operační program Vzděláváním pro konkurenceschopnost Název: ModIn - Modulární inovace bakalářských a navazujících magisterských programů na Fakultě metalurgie a materiálového inženýrství VŠB - TU Ostrava Číslo: CZ.1.07/2.2.00/28.0304 Realizace: VŠB Technická univerzita Ostrava Projekt je spolufinancován z prostředků ESF a státního rozpočtu ČR Karel Matocha VŠB Technická univerzita Ostrava ISBN 978-80-248-3375-0 2
Obsah Předmluva 5 Průvodce studium 6 1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení mechanických vlastností 7 1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů 8 1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení 8 1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů 9 2. Základy lomové mechaniky 11 2.1 Úvod 11 2.2 Způsoby namáhání tělesa s trhlinou 13 2.3 Lineární lomová mechanika 14 2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou 14 2.3.2 Hnací síla trhlina G 16 2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R 18 2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny 20 2.3.5 Lomová houževnatost 23 2.4 Elasticko-plastická lomová mechanika 24 2.4.1 Rozevření špice trhliny (CTOD) 25 2.4.2 J-integrál 25 2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení 26 3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů 30 3.1. Úvod 31 3.2 Cyklická křivka napětí deformace a - apl 34 3.2.1 Stádium změn mechanických vlastností 34 3.3 Křivka životnosti at N f (Manson Coffinova křivka) 35 3.4 Křivka životnosti a N f (Wöhlerova křivka) 39 3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin 41 3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu 41 3.5.2 Vliv korozního prostředí na růstu únavových trhlin 45 4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů 52 4.1 Úvod 52 4.2 Filozofie tranzitní teploty 54 4.2.1 Zkouška rázem v ohybu 55 4.2.2 Zkouška DWT 57 4.2.3 Zkouška DWTT 59 4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT-dynamic tear) 62 4.3 Filozofie založená na lomové mechanice 65 4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti 65 4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci K IC 69 4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti 70 4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená z rozevření špice trhliny 71 4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J-integrálu 72 3
4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti 0,2 a J 0,2 zkoušením více těles 73 4.3.5 Stanovení referenční teploty T 0 76 5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů 82 5.1 Definice pojmu tečení (creep) 82 5.2 Mezní teplota T g 83 5.3 Křivka tečení -t 84 5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení 85 5.5 Zkoušky tečení kovových materiál jednoosým tahem 86 5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles 89 5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení 91 5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení 92 5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušení tečení 93 5.6.2.1 Larson-Millerova (L-M) parametrická metoda 94 5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda 96 5.6.2.3 Manson-Haferdova (M-H) parametrická metoda 97 5.6.2.4 Seifertova metoda 98 5.6.2.5 Rovnice SVÚM 99 5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tčení pomocí parametrických rovnic 100 6. Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC) a sulfidickému praskání pod napětím (SSC) 107 6.1 Úvod 107 6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích 109 6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí 110 6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění 113 6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod napětím 115 7. Hodnocení ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích obsahujících sulfan (H 2 S) 118 7.1 Úvod 118 7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu 119 7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC) 120 7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím 121 7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání 122 4
7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu 123 7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC) 123 7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu 131 7.3.2.1 Metoda A NACE Standard Tensile test 132 8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí penetračních testů 140 8.1 Úvod 140 8.2 Princip penetračního testu 142 8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test) 143 8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials 148 8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů 149 8.6 Stanovení mechanických charakteristik z výsledků penetračních testů 155 8.6.1 Stanovení meze kluzu R e (R p0,2 ) a meze pevnosti R m oceli z výsledků penetračních testů 155 8.6.2 Stanovení tranzitního chování oceli z výsledků penetračních testů 156 8.6.3 Odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů 158 8.6.3.1 Dvoustupňová metoda stanovení K IC 158 8.6.3.2 Přímý odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů 158 8.6.3.3 EPRI-FAA inovovaný přístup pro odhad lomové houževnatosti J IC 159 5
Předmluva Studijní opora k předmětu Speciální zkušební metody je určena studentům kombinované formy studia ve 2. semestru navazujícího magisterského studia oboru Progresivní technické materiály. Slouží jako náhrada za významně nižší podíl přímé kontaktní výuky, což činí tuto formu studia pro studenty mnohem obtížnější. Mohou ji samozřejmě využívat i studenti prezenční (denní) formy studia jako osvěžení látky přednesené na přednáškách v průběhu semestru. Cílem předmětu je rozšíření znalostí o hodnocení speciálních materiálových charakteristik konstrukčních materiálů a seznámení se s důvody, které vedly k rozvoji a zavádění metod pro jejich hodnocení. Po prostudování této opory bude student schopen charakterizovat standardizované i nestandardizované zkušební metody a postupy pro stanovování speciálních únavových charakteristik materiálů, speciálních charakteristik lomového chování materiálů, creepových charakteristik materiálů, charakteristik korozního praskání pod napětím, charakteristik odolnosti vůči vodíkem indukovanému praskání a metod pro hodnocení aktuálních mechanických vlastností dlouhodobě provozovaných zařízení z výsledků penetračních testů. Mohou ji samozřejmě využívat i studenti prezenční (denní) formy studia jako osvěžení látky přednesené na přednáškách v průběhu semestru. Opora je rozdělena do osmi samostatných kapitol. Většina z nich se dělí na menší celky podkapitoly. Aby byli studenti schopni snáze přistoupit ke studiu zkušebních metod a postupů pro stanovení materiálových charakteristik založených na lineární a elasto plastické mechanice lomu, je druhá kapitola opory věnována základům této vědní disciplíny. Při psaní textu jsme se snažili o co největší srozumitelnost při výkladu probírané látky. Pokud vám výklad některé z podkapitol nepřijde dostatečně srozumitelný, budeme rádi, když nás na to upozorníte, nejlépe na E mailovou adresu karel.matocha@vsb.cz nebo petr. jonsta@vsb.cz, abychom ho mohli upravit. Nedílnou součástí opory je Průvodce studiem, ve kterém je popsáno, jak se studijní oporou pracovat. 6
Průvodce studiem Základním učebním celkem jsou kapitoly a jejich podkapitoly. Přečtěte si výklad celé kapitoly. Podívejte se na shrnutí pojmů. Podívejte se na otázky a pokuste se na ně formulovat odpovědi. Pak přistupte k úlohám k řešení. Budete-li mít problémy se kterými si nebudete vědět rady, obraťte se mailem na pedagogy, jejichž mailové adresy jsou uvedeny v předmluvě. V rámci semestrálních prací budou studenty zpracovány ve formě zkušebních protokolů výsledy experimentů speciálních zkušebních zkoušek z oblasti únavy, lomového chování a tečení (creepu) konstrukčních materiálů. Před vlastní zkouškou absolvují všichni studenti zápočtový test. 7
1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení mechanických vlastností. Čas ke studiu: 0,5 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: Vyjmenovat vlastnosti konstrukčních materiálů. Definovat speciální mechanické vlastnosti. Vyjmenovat druhy zkoušek mechanických vlastností konstrukčních materiálů. Výklad 1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů Vlastnosti konstrukčních materiálů je možno rozdělit na: 1. mechanické vlastnosti 2. fyzikální vlastnosti 3. chemické vlastnosti 4. technologické vlastnosti Mechanické vlastnosti (mez kluzu R p,0,2, mez pevnosti R m, tažnost A, kontrakce Z, lomová houževnatost K IC, FATT, vrubová houževnatost KCV, mez pevnosti při tečení R mt/t/t atd.) jsou vlastností konstrukčního materiálu, které podmiňují jeho vhodnost pro určenou funkci a použití v praxi. Poznání a zlepšování mechanických vlastností konstrukčních materiálů je motivováno jejich optimálním využitím při výrobě konstrukčních dílů. 8
Mezi fyzikální vlastnosti řadíme modul pružnosti v tahu E resp. ve smyku G [MPa], délkovou a objemovou roztažnost, hustotu ρ [kg/m 3 ], tepelnou vodivost λ [W/mK], elektrickou vodivost G [S], měrný elektrický odpor ρ [Ὠ.m], permeabilita μ = B/H [H/m], kde B je magnetická indukce a H je intenzita vnějšího magnetického pole. Chemické vlastnosti vyjadřují chování konstrukčních materiálů ve vlhkém prostředí a jejich odolnost vůči působení kyselin a plynů. Nejdůležitější chemickou vlastností kovů je odolnost vůči korozi. Mezi technologické vlastnosti konstrukčních materiálů patří tvařitelnost, svařitelnost, slévatelnost, obrobitelnost a odolnost proti opotřebení. 1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení Výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních materiálů mohou sloužit pro: 1) Výběr vhodného materiálu při konstrukčním návrhu. 2) Kontrolu výroby. 3) Studium vlivu chemického složení, tepelného zpracování, technologie výroby, teploty a prostředí na materiálové vlastnosti, tedy pro účely vývoje a výzkumu. 4) Posuzování degradace materiálových vlastností dlouhodobým provozem zařízení, posuzování vad typu trhlin resp. odhady zbytkové životnosti konstrukcí a analýzu příčin porušování konstrukcí. Zvyšování užitných vlastností výrobků vyžaduje, mimo jiné, rozšiřování znalostí o základních a speciálních mechanických vlastnostech používaných materiálů a s tím související rozvoj a zavádění nových zkušebních metod. Mechanické vlastnosti dělíme na základní a speciální. Toto rozdělení vychází z následujících důvodů. Základní mechanické vlastnosti vyjadřují obecné požadavky na kvalitu materiálu a jsou tedy většinou uváděny v materiálových listech. Jsou kvantitativně vyjadřovány pomocí materiálových charakteristik jako je mez pevnosti R m, mez kluzu R eh, R p,0,2, tažnost A, kontrakce Z, tvrdost H, vrubová houževnatost KCV. Nevztahují se tedy k určitému typu lomového procesu (meznímu stavu materiálu). Speciální mechanické vlastnosti mají přímý vztah k určitému typu lomového procesu (meznímu stavu materiálu) a bývají součástí konkrétních technických podmínek. Zdaleka nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším mezním stavem, představujícím kolem 80% provozních lomů je únavový lom, resp. lom vyvolaný korozní únavou. Mezi další významné 9
mezní stavy patří křehký tj. náhlý nestabilní lom, creepový lom a lom vyvolaný korozním praskáním. Mezi speciální mechanické vlastnosti patří např. mez únavy σ C,, lomová houževnatost K IC, rychlost koroze a další. 1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů Z hlediska působení síly na zkušební těleso rozdělujeme mechanické zkoušky na: 1) Statické zkoušky, při nichž je zatížení konstantní (zkoušky creepové) a nebo je zatížení zvyšováno poměrně zvolna (zkoušky tahem, zkoušky statické lomové houževnatosti). Působí obvykle minuty, při dlouhodobých zkouškách dny až roky. 2) Dynamické zkoušky rázové a cyklické, při kterých působí síla nárazově po zlomek sekundy. Při cyklických zkouškách (únavové zkoušky) se proměnné zatížení opakuje i mnoha cykly za sekundu až do mnoha miliónů jejich celkového počtu. Podle teplot, při kterých jsou zkoušky prováděny je dělíme na zkoušky při laboratorní teplotě a zkoušky za zvýšených a snížených teplot. Aby byla zaručena reprodukovatelnost výsledků z různých zkušeben a laboratoří, jsou zkušební postupy pro stanovení mechanických vlastností normovány. Především kvalitativní změny v konstrukční filozofii od koncepce návrhu na bezpečný život (safe-life) ke koncepci konstrukce bezpečné i při výskytu poškození (damage tolerance) vyvolaly rozvoj mnoha nových zkušebních metod především v oblasti hodnocení stabilního růstu trhlin a lomového chování ocelí. Těmto metodám bude v následujících kapitolách věnována velká pozornost. : Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Vlastnosti konstrukčních materiálů. Speciální mechanické vlastnosti. Statické mechanické zkoušky Dynamické mechanické zkoušky 10
Otázky k probranému učivu: 1) Jaké znáte vlastnosti konstrukčních materiálů. 2) Jaké materiálové charakteristiky řadíme mezi fyzikální vlastnosti? 3) Co vyjadřují chemické vlastnosti materiálu? 4) Jak dělíme mechanické vlastnosti konstrukčních materiálů? 5) K čemu slouží výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních materiálů? 6) Co patří mezi základní mechanické vlastnosti? 7) Co patří mezi speciální mechanické vlastnosti? 8) Jaké druhy zkoušek mechanických vlastností znáte? Úlohy k řešení Pokuste se definovat, jaký je rozdíl mezi základními a speciálními mechanickými vlastnostmi. 11
2. Základy lomové mechaniky Čas ke studiu: 2 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: Popsat rozdíl mezi lineární a elasto - plastickou lomovou mechanikou Vyjmenovat možné způsoby namáhání tělesa s trhlinou. Definovat pojem faktor intenzity napětí K. Definovat pojem hnací síla trhliny G. Definovat pojem odpor proti růstu trhliny R Definovat pojem plastická zóna Popsat rozdíl mezi stavem rovinné deformace a rovinné napjatosti. Vyjmenovat parametry používané k vyjádření lomové houževnatosti v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky. Výklad 2.1 Úvod Výrazný technický pokrok, ke kterému došlo v 19. A 20. století, byl doprovázen rostoucím počtem havárií rozměrných konstrukcí a strojních zařízení (ocelové mosty, zásobníky plynu, kotle atd.) náhlým nestabilním lomem. Značný nárůst počtu těchto havárií nastal v době významného uplatnění svařovaných rozměrných konstrukcí od 40. let minulého století. Během II. světové války bylo vyrobeno celkem asi 2700 lodí třídy Liberty první rozměrné konstrukce vyráběné svařováním. Přibližně každá sedmá loď byla porušena náhlým nestabilním (křehkým) lomem (viz obr. 2.1) mimo bojovou akci. Analýzy příčin těchto havárií prokázaly, že náhlé nestabilní (křehké) lomy byly iniciovány z defektů typu trhlin ve svarech a většina materiálů měla při provozní teplotě nízkou vrubovou houževnatost. Obecně může být výskyt defektů typu trhlin v provozovaném zařízení důsledkem: 12
1) technologických operací při výrobě (např. svařováním). Tyto defekty jsou v zařízení přítomny před jeho uvedením do provozu, Obr. 2.1 Náhlé nestabilní porušení svařované lodi třídy Liberty 2) provozního namáhání a vlivu okolního prostředí. Tyto defekty jsou iniciovány v průběhu provozu zařízení především na koncentrátorech napětí. Zákonitostmi vzniku náhlých nestabilních lomů součástí s trhlinami se zabývá vědní disciplína, která vznikla v 60. letech minulého století a byla nazvána mechanika lomu. V současné době existují dvě základní koncepce: 1) Lineární lomová mechanika ( LEFM-Linear Elastic Fracture Mechanics), založená na platnosti lineárních vztahů mezi napětím a deformací při zatěžování. A používaná především pro křehké materiály. 2) Elasto-plastická lomová mechanika (EPFM - Elasto Plastic Fracture Mechanics), která se používá pro materiály, u kterých vzniká při zatěžování u čela defektu rozsáhlá plastická deformace. 13
2. 2. Způsoby namáhání tělesa s trhlinou Trhlina délky a nacházející se v tělese (viz obr. 2.2) může být zatěžována třemi různými způsoby (módy, viz obr. 2.3). Tyto tři módy, označené I, II, III se liší orientací vnějšího zatížení působícího na těleso vzhledem k rovině a čelu trhliny. Při zatěžování trhliny tahovým zatížením (označovaném mód I) působí tahové zatížení kolmo na rovinu trhliny. Při zatěžování trhliny smykovým zatížením v rovině trhliny (označovaném mód II) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny a kolmo na čelo trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τ yx. Při zatěžování trhliny antirovinným smykem (mód III) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny avšak rovnoběžně s čelem trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τ yz. Z hlediska běžné technické praxe je nejdůležitější tahový mód I. Obr. 2.2 Těleso šířky W, tloušťky B s trhlinou délky a 14
Obr. 2.3 Tři způsoby zatěžování resp. porušování tělesa s trhlinou 2.3 Lineární lomová mechanika 2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou Uvažujme nekonečně širokou desku s trhlinou délky 2a zatíženou jednoosým tahem (mód I), (viz obr. 2.4). Na element plochy desky dx.dy ve vzdálenosti r od špice trhliny odkloněný o úhel θ od roviny trhliny působí normálová napětí σ x a σ y a smykové napětí τ xy, která je možno vyjádřit ve tvaru: Obr. 2.4 Trhlina délky 2a v nekonečně široké desce zatížené tahovým napětím σ 15
x a 3 cos 1 sin sin 2r 2 2 2 a 3 cos 1 sin sin 2r 2 2 2 (2.1) y x y a sin 2r cos 2 cos 2 3 2 σ z = 0 pro stav rovinného napětí σ z = ν.(σ x + σ y ) pro stav rovinné deformace Složky napětí σ x, σ y, τ xy jsou úměrné vnějšímu tahovému napětí σ a druhé odmocnině délky trhliny a. Jejich velikost v okolí špice trhliny se blíží nekonečnu. Na obr. 2.5 je znázorněna závislost napětí σ y na r pro θ = 0. Protože pro velká r se napětí σ y 0 namísto σ y = σ, platí výše uvedené rovnice pouze v nejbližším okolí špice trhliny. Rovnice pro jednotlivé složky elastického napětí mohou být přepsány do tvaru: Obr. 2.5 Závislost napětí σ y na vzdálenosti od špice trhliny 16
ij K. fij ( ) (2.2) 2.. r Kde K.. a (3.2) Parametr K je tzv. faktor intenzity napětí [MPa]. Faktor intensity napětí K popisuje stav napjatosti na špici trhliny. Pro tělesa konečné šířky pak platí a K.. a. f (4.2) W Závislost mezi faktorem intenzity napětí K, rozměrem tělesa W a délkou trhliny a se nazývá K kalibrace. Dvě trhliny, první o velikosti 4a a druhá o velikosti a mají stejné pole napjatosti na špici trhliny, pokud první trhlina je zatížena tahovým napětím σ a druhá napětím 2.σ. V tomto případě je faktor intenzity napětí K pro obě trhliny stejný. 2.3.2 Hnací síla trhlina G Při zatěžování ideálně pružného tělesa s trhlinou je závislost mezi silou a posunutím na základě platnosti Hookova zákona přímková (viz obr. 2.6). Obr. 2.6a Závislost síla posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantní síle (měkký způsob zatěžování). 17
Obr. 2.6b Závislost síla - posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantním posunutí (tvrdý způsob zatěžování). Sklon přímky je možno definovat zavedením tzv. poddajnosti C, která je definována jako posunutí odpovídající jednotce síly. Jedná se tedy o převrácenou hodnotu tuhosti tělesa. Obecně je tedy možno psát U C. F (5.2) V důsledku změny délky trhliny a o δa na a + δa při konstantní síle nastane uvolnění elastické energie de Poněvadž 1 de. F1. U (6.2) 2 dc U F1.. da (7.2) da dc de 1. F 2 1.. da (8.2) 2 da a rychlost uvolňování energie, tj. hnací síla trhliny je rovna de da F konst. Pro těleso o tloušťce B pak platí G 1 2. 2 dc F1. da (9.2) 18
( G) 2 1 F 1 dc.. (10.2) 2 B da F konst. Rovněž pro případ tvrdého způsobu zatěžování (konstantní poloha upínacích čelistí U = konst.) vede změna délky trhliny o δa k uvolnění elastické energie de vzhledem k tomu, že v tomto případě je 1 de. U1. df (11.2) 2 U du 0 dc. F1.. df F (12.2) 1 de da 1 2 dc. G F1 (13.2) 2 da U konst. Hnací síla trhliny je tedy pro oba případy zatěžování stejná. Irwin odvodil z napětí a posunutí na čele trhliny vztah mezi hnací silou trhliny G a faktorem intenzity napětí K pro stav rovinného napětí ve tvaru Pro stav rovinné deformace pak platí 2 K G (14.2) E 2 K G 1 2. (15.2) E 2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R K růstu trhliny dojde při splnění podmínky G R (16.2) Pro případ ideálně křehkého materiálu a pro případy, kdy je možno hovořit o stavu rovinné deformace je možno pokládat odpor proti růstu trhliny za konstantní (viz obr. 2.7). Hnací síla trhliny lineárně vzrůstá s délkou trhliny (viz rovnice (14), (15)). Je -li napětí na úrovni 1 k náhlému nestabilnímu růstu trhliny nedojde neboť pro trhlinu o délce a 0 je při tomto napětí hnací síla trhliny G menší než odpor proti růstu trhliny R. K náhlému nestabilnímu růstu trhliny dojde až při napětí 2 kdy hnací síla trhliny dosáhne úrovně odporu proti růstu trhliny R. 19
Obr. 2.7 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro křehký materiál a pro stav rovinné deformace. Pro případy rovinné napjatosti případně větší plastické deformace na špici trhliny roste odpor proti růstu trhliny s délkou trhliny (viz obr. 2.8). Obr. 2.8 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro stav rovinné napjatosti a pro případy větší plastické deformace na špici trhliny. Ke stabilnímu růstu tvárné trhliny dojde v případě, když hnací síla trhliny dosáhne prahové hodnoty. Při napětí 2 dojde ke stabilnímu růstu trhliny, neboť G = R a současně 20
dg dr (17.2) da da V okamžiku, kdy se přímka hnací síly trhliny stane tečnou ke křivce odporu proti růstu trhliny R dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny, neboť dg dr (18.2) da da 2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny Rovnice (2) vychází z předpokladu lineární závislosti mezi napětím a deformací. Ve skutečnosti dochází na špici trhliny k plastické deformaci, která má za následek pokles napětí na úroveň meze kluzu R p,0,2 (viz obr. 2.9). Obr. 2.9 Velikost plastické zóny v rovině trhliny vycházející z předpokladu lineární závislosti mezi napětím a deformací Velikost plastické zóny r p * v rovině trhliny pro stav rovinné napjatosti je pak možno vyjádřit vztahem 21
r * p K. a (19.2) 2 2 I 2 2 2..( R ) 2. R p0, 2 p0,2 Pro stav rovinné deformace dostáváme z elastického rozdělení napětí před čelem trhliny velikost plastické zóny v rovině trhliny ve tvaru K 2..( R 2 * I 2 r p.(1 2. ) (20.2) 2 p0, 2 ) Tento odhad velikosti plastické zóny není úplně korektní. Vlivem plastické deformace materiálu v oblasti kolem špice trhliny dochází k přerozdělení napětí (viz obr. 2.10). Obr. 2.10 Velikost plastické deformace v rovině trhliny s uvážením redistribuce napětí v důsledku plastické deformace Velikost plastické zóny v rovině trhliny je v tomto případě pro stav rovinné napjatosti rovna r p 2 K I (21.2) 2.( R ) p0, 2 a pro stav rovinné deformace 22
r p K (22.2) 2 ) 2 I 6..( Rp0, 2 Doposud bylo pro jednoduchost předpokládáno, že plastická zóna má kruhový tvar. Přesnější vyjádření tvaru plastické zóny je možno získat analýzou podmínek počátku plastické deformace pro úhly θ 0. Pro počátek plastické deformace je použito buď Treska kritérium (k plastické deformaci dochází tehdy, když τ max. = R p,0,2 /2), nebo Von Mises kritérium, které definuje počátek plastické deformace vztahem (σ 1 σ 2 ) 2 + (σ 2 σ 3 ) 2 + (σ 3 σ 1 ) 2 = 2. R p,0,2 (23.2) kde σ 1, σ 2, σ 3 jsou hlavní normálová napětí. Jak bylo uvedeno výše velikost plastické zóny závisí na stavu napjatosti. Na povrchu tělesa je vždy stav rovinné napjatosti a směrem ke středu tělesa velikost plastické zóny klesá z velikosti odpovídající stavu rovinné napjatosti k velikosti odpovídající stavu rovinné deformace (viz obr. 2.11) Obr. 2.11 Tvar plastické zóny v tělese s trhlinou 23
2.3.5 Lomová houževnatost Předmět Speciální zkušební metody Trhlina se stane nestabilní v okamžiku, kdy faktor intenzity napětí dosáhne své kritické hodnoty K C. Mají-li být splněny předpoklady lineární lomové mechaniky, musí být v okamžiku lomu velikost plastické zóny na špici trhliny malá ( 2% velikosti tloušťky tělesa). Kritická hodnota faktoru intenzity napětí K C závisí na tloušťce tělesa S rostoucí tloušťkou tělesa klesá a při dostatečně velkých tloušťkách tělesa se blíží k limitní hodnotě označované K IC lomová houževnatost při rovinné deformaci (viz obr. 2.12). Obr. 2.12 Vliv tloušťky tělesa na lomovou houževnatost K C Hodnotu K C je možno považovat za K C = K IC je-li splněna podmínka Lomová houževnatost materiálu závisí na: 1) teplotě 2) rychlosti deformace 3) agresivitě prostředí. Čím nižší je mez kluzu R p0,2 materiálu, tím vyšší je jeho lomová houževnatost. S klesající teplotou lomová houževnatost ocelí s BCC mřížkou klesá. 24 2 2,5 KC B (24.2) Rp0,2
2.4 Elasto-plastická lomová mechanika Pro stanovení lomové houževnatosti houževnatých materiálů nelze většinou (s vyjímkou velmi nízkých teplot resp. vysokých rychlostí deformace) použít lineární lomovou mechaniku a nelze tedy stanovit platné hodnoty K IC. K popisu lomového chování materiálů, u kterých před porušením dochází k časově nezávislé plastické deformaci se používá elastoplastická lomová mechanika. Při zatěžování tělesa se líce trhliny před lomem oddalují a dochází k otupování původně ostrého kořene trhliny (viz obr. 2.13). Obr. 2.13 Otupování původně ostré trhliny v průběhu zatěžování tělesa z houževnatého materiálu. Velikost rozevření trhliny roste úměrně s houževnatostí materiálu. K vyjádření lomové houževnatosti v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky jsou v současné době používány dva parametry : 1. Rozevření špice trhliny (CTOD-crack tip opening displacement) 2. J-integrál Oba tyto parametry popisují podmínky u čela trhliny v elasto-plastickém materiálu a mohou být použity jako kritéria lomu. Lomová houževnatost je vyjadřována pomocí kritického rozevření trhliny c a kritické hodnoty J-integrálu J c. 25
2.4.1 Rozevření špice trhliny (CTOD) Princip této koncepce vychází z předpokladu, že k nestabilnímu růstu trhliny dojde v okamžiku, kdy rozevření trhliny na její špici dosáhne (při zvolené teplotě, tloušťce tělesa a rychlosti zatěžování) kritické hodnoty c. Hodnotu CTOD v oblasti lineární lomové mechaniky je možno vyjádřit vztahem 2 K... (25.2) m Rp0, 2 E kde m je bezrozměrná konstanta rovná přibližně m = 1,0 pro stav rovinné napjatosti a m = 2,0 pro stav rovinné deformace. Koncepce rozevření trhliny je však určena především pro případy, kdy na špici trhliny nejsou splněny podmínky lineární lomové mechaniky (SSY small scale yielding). V oblasti elastoplastické lomové mechaniky je možno rozevření trhliny vyjádřit vztahem kde 2 1 Vp. rp W a 2 le pl. K (26.2) 2. E. R r p0,2 p W a a V p r p je plastická složka rozevření vrubu měřená sponovým snímačem v ose zatěžování je rotační faktor, jehož hodnota závisí na typu zkušebního tělesa. Faktor intenzity napětí odpovídající kritické velikosti c může být vyjádřen ve tvaru 2.4.2 J- integrál K 2. E. R c (27.2) 1 p0,2 c. 2 Potenciální energie tělesa s trhlinou je obecně dána rozdílem práce vnějších sil působících na těleso a elastické deformační energie tělesa. Rice prokázal, že J-integrál vyjadřuje změnu potenciální energie tělesa v závislosti na délce trhliny a (viz obr. 2. 14). 26
Obr. 2.14 Změna potenciální energie při změně délky trhliny o da du J (28.2) da Tento vztah je formálně stejný jako vztah pro hnací sílu trhliny G (rychlost uvolňování elastické energie), (viz rovnice (9). V oblasti platnosti lineární lomové mechaniky je možno hodnotu J integrálu vyjádřit vztahem J 2 K (29.2) E pro stav rovinné napjatosti a vztahem J 2 1 2. K (30.2) E pro stav rovinné deformace. Vztah mezi J integrálem a rozevřením trhliny je pak možno popsat rovnicí J m. Re. (31.2) kde pro stav rovinné napjatosti je m = 1 a pro stav rovinné deformace 1 < m < 3. 2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení Předchozí kapitoly byly věnovány podmínkám iniciace nestabilního lomu v podmínkách lineární a elasto-plastické lomové mechaniky. U materiálu s vysokou houževnatostí nedochází k náhlému nestabilnímu lomu, avšak k iniciaci a růstu tvárné trhliny. 27
Lomové chování je v tomto případě charakterizováno J- R křivkou (závislost J-a) resp. δ R křivkou (viz obr. 2.15) Obr. 2.15 J R křivka stanovená metodou více těles Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Lineární lomová mechanika. Elasto-plastická lomová mechanika. Mód zatěžování tělesa s trhlinou I, II, III. Hnací síla trhliny. Plastická zóna. Stav rovinné napjatosti. Stav rovinné deformace. Lomová houževnatost K IC Rozevření trhliny δ J integrál J R křivka 28
Otázky 1) Na čem je založena lineární lomová mechanika? 2) Pro jaké materiály se používá elasto-plastická lomová mechanika? 3) Který z módů zatěžování je pro praxi nejdůležitější? 4) Co vyjadřuje faktor intenzity napětí K? 5) Co rozumíme pod pojmem hnací síla trhliny? 6) Co rozumíme pod pojmem odpor proti růstu trhliny R? 7) Kdy dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny? 8) Na čem závisí velikost plastické zóny? 9) Na čem závisí lomová houževnatost materiálu K IC? 10) Jaké znáte parametry vyjadřující lomovou houževnatost materiálu v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky? 11) Co to je J R křivka? Úlohy k řešení Vypočtěte kritickou délku trhliny a c nekonečně široké desky zatížené tahovým napětím σ = 100 MPa a vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 60 MPa.m 1/2. Vypočtěte kritické napětí pro vznik náhlého nestabilního lomu nekonečně široké desky s trhlinou o délce 2a = 20 mm vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 80 MPa.m 1/2. Vypočtěte velikost plastické zóny pro případ rovinné napjatosti a rovinné deformace pro faktor intenzity napětí K I = 60 MPa.m 1/2 a mez kluzu materiálu R p,0,2 = 900 MPa pro případ, kdy přerozdělení napětí v oblasti kolem špice trhliny. 29
Použitá literatura [1] BROEK, David: Elementary engineering fracture mechanics. 3 rd revised edition 1982, 2 nd printing 1983, Martinus Nijhaff Publishers, The Hague, ISBN 90-247-2656-5. [2] VLK, Miloš-FLORIAN, Zdeněk: Mezní stavy a spolehlivost. VÚT Brno, Fakulta strojního inženýrství, Ústav mechaniky těles, mechatroniky a biomechaniky, Brno 2007. [3] HOLZMANN, Miroslav- KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s. [4] KUNZ, Jiří: Aplikovaná mechanika kontinua II. Základy lomové mechaniky. 1. vydání. Praha, ČVUT Praha, 1991, 110s. 30
3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů Čas ke studiu: 2 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: Definovat pojem únava materiálu. Vyjmenovat jednotlivá stádia únavového procesu Definovat pojem cyklická křivka napětí deformace. Popsat rozdíl mezi křivkou životnosti σ a N f a ε t - N f Popsat typy zkušebních strojů pro únavové zkoušky Popsat postup pro stanovení křivek rychlosti růstu dlouhých trhlin. Popsat postup pro stanovení prahových hodnot pro růst dlouhých trhlin. Výklad 3.1 Úvod Podrobíme-li součást nebo konstrukci působení proměnlivých vnějších sil, může dojít po určité době k jejich lomu, ačkoliv maximální hladina napětí je podstatně nižší než mez kluzu materiálu. Probíhá proces postupného porušování materiálu tzv. únava materiálu. Únavový lom, resp. lom vyvolaný korozní únavou je zdaleka nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším provozním mezním stavem (kolem 80% provozních lomů). Pokud se mění smysl vnějších sil, které mají v obou směrech stejnou největší velikost, mluvíme o střídavém namáhání. Mění-li se s časem pouze velikost, ale nikoliv smysl sil, jde o oblast míjivého resp. pulzujícího namáhání. Obecný případ s různě velkými výkmity sil a s různým charakterem jejich časové proměnlivosti nazýváme kmitovým namáháním. Je-li proměnlivost sil ustálena do stále stejných nejvyšších a nejnižších mezí při stejné frekvenci změn, jde o prosté cyklické namáhání, které je zvláštním případem namáhání kmitového. 31
Prosté cyklické namáhání může mít podle poměru největšího a nejmenšího napětí různou povahu cyklu (viz obr. 3.1). Střední napětí cyklu σ m a amplitudu napětí σ a je možno vyjádřit vztahy Asymetrii cyklu pak můžeme vyjádřit vztahy h d u d m, a (3.1) 2 2 nebo R d (3.2) h P h (3.3) a Obr. 3.1 Schematické znázornění cyklického namáhání Existence únavy kovů je podmíněna a determinována cyklickou plastickou deformací. Příčinou vzniku střídavých plastických deformací může být zatěžování mechanické nebo tepelné, nebo jejich kombinace Např. amplituda cyklické plastické deformace na mezi únavy je bez ohledu na typ materiálu řádu 10-5. Jednosměrná, neopakovaná deformace tohoto řádu nevede k žádným závažnějším změnám ve struktuře materiálu, ani jeho vlastnostech. Teprve mnohonásobné opakování plastické deformace, byť tak malé, že z hlediska běžného pojetí jde o zatěžování elastické, vede ke kumulativnímu poškozování, končícímu únavovým lomem. Je-li počet cyklů do lomu řádu 10 5 a výše, mluvíme o únavě vysokocyklové, je-li počet cyklů 32
do porušení řádu 10 4 a méně, mluvíme o nízkocyklové únavě. Toto dělení můžeme považovat za konvenci, i když nemá žádné hlubší opodstatnění. Únavová část plochy lomu má většinou hladký, otřelý povrch, zpravidla lasturovitého vzhledu. U dynamického namáhání a při vyšší úrovni vlastních pnutí je vzhled lomu složitější a únavové plochy lomu se mohou střídat s plochami odpovídajícím etapám křehkého porušení (viz obr. 3.2) Obr. 3.2 Únavový lom hřídele kolesa velkostroje K 10000 Poměr plochy konečného křehkého lomu k velikosti plochy zasažené postupným růstem únavové trhliny ukazuje na velikost jmenovitého napětí (viz obr. 3.3). Čím menší je plocha statického lomu ve srovnání s celým průřezem, tím menší plocha průřezu mohla odporovat provoznímu zatížení než, nastalo zlomení, tj. tím menší bylo původní jmenovité napětí. Vznik únavové trhliny v těchto případech způsobil velký vrubový účinek nebo velmi nepříznivý lokální vliv povrchu části. Čím menší je relativní velikost rozkmitu provozního namáhání v porovnání se statickou složkou (s předpětím) tím relativně větší je plocha konečného křehkého lomu. Rovněž zakřivení čar oddělujících lasturovité plochy lomu ukazuje na hladinu minimálního napětí a na relativní velikost vrubového účinku. Je třeba uvést, že únavové trhliny vycházejí zpravidla z místa největšího tahového napětí a rostou, 33
makroskopicky uvažováno, kolmo na největší tahové napětí. Postupné porušování materiálu tedy probíhá nukleací mikro-defektů a jejich růstem. Obr. 3.3 Význam poměru ploch únavových a konečných křehkých lomů (konečný lom vyznačen šrafováním) a zakřivení dělicí čáry. Časová posloupnost jednotlivých stádií únavového procesu v tělese bez technologických vad je zřejmá z obr. 3.4. Obr. 3.4 Časová posloupnost jednotlivých stadií únavového procesu v tělese bez technologických vad. Od této posloupnosti se odvíjejí únavové charakteristiky používané při návrhu, posuzování zbytkové životnosti resp. posuzování integrity konstrukcí vystavených cyklickému zatěžování. Mezi tyto charakteristiky patří: 1) Cyklická křivka napětí deformace. 2) Mez únavy a křivka životnosti σ a N f (Wöhlerova křivka) stanovená na hladkých válcových tělesech 3) Křivka životnosti ε ac N f stanovená na hladkých válcových tělesech v tahu-tlaku. 4) Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔK th pro růst únavových trhlin a závislost rychlosti růstu únavových trhlin da/dn na ΔK. 34
3.2 Cyklická křivka napětí deformace σ a ε apl 3.2 1 Stádium změn mechanických vlastností Toto stádium je typické změnami v celém objemu zatěžovaného kovu. Při cyklickém zatěžování dochází nejprve ke změnám v mechanických vlastnostech materiálu v důsledku změn v hustotě a prostorovém uspořádání mřížkových poruch. Pod pojmem mechanické vlastnosti máme v tomto případě na mysli ty vlastnosti, které charakterizují odpor materiálu proti deformaci vyvolané vnějšími silami (mez kluzu, mez pevnosti, závislost amplitudy napětí na amplitudě deformace v průběhu cyklického zatěžování). Odpor materiálu proti cyklické deformaci může v průběhu únavového procesu růst (cyklické zpevnění) nebo klesat (cyklické změkčení), a to v závislosti na typu materiálu, na podmínkách zatěžování a na teplotě. Výrazné změny však po jistém počtu cyklů končí - dochází k saturaci mechanických vlastností. Nejlepší způsob detekce změn mechanických vlastností je přímé měření parametrů hysterezních smyček závislostí amplitudy napětí a na amplitudě celkové deformace at snímaných v průběhu cyklického namáhání (viz obr. 3.5). Cyklické zpevnění je typické pro materiály vyžíhané. Cyklické změkčení je naopak typické pro materiály zpevněné deformačním zpevněním precipitačním zpevněním zpevněním martenzitickou transformací disperzním zpevněním cizími částicemi v matrici Pokud je poměr meze pevnosti R m k mezi kluzu (R e,r p 0,2) větší než 1,4, bude docházet k cyklickému zpevnění. Pokud je tento poměr menší než 1,2, bude docházet k cyklickému změkčení. Po ukončení stadia změn mechanických vlastností dosáhne amplituda napětí i amplituda deformace svých saturovaných hodnot a vytvoří se stabilní hysterezní smyčka. Proložíme-li vrcholovými body stabilních hysterezních smyček křivku, dostaneme závislost mezi amplitudou napětí a amplitudou plastické deformace v ustáleném stavu, která je v literatuře označována jako cyklická křivka napětí-deformace. Je to velmi významná materiálová charakteristika, poněvadž popisuje plastickou reakci kovu po převážnou dobu životnosti. Všechny experimentální údaje jak v nízkocyklové, tak ve vysokocyklové oblasti se shodují v tom, že cyklickou křivku napětí deformace lze vyjádřit vztahem (3.4) 35
Obr. 3.5 Schematické znázornění hysterezní smyčky n a K. apl (3.4) kde K je součinitel cyklické pevnosti n je exponent únavového zpevnění Tahový diagram reprezentuje závislost napětí na deformaci v prvém čtvrt cyklu, cyklická křivka napětí-deformace reprezentuje tutéž závislost po proběhnutí zpevnění a změkčení. Na obr. 3.6 jsou znázorněny cyklická a statická křivka napětí-deformace pro ocel 08Ch18N10T stanovené při laboratorní teplotě. 3.3 Křivka životnosti ε at N f (Manson Coffinova křivka) Existuje řada experimentálních důkazů, že v oblasti nízkocyklové únavy vykazují kovy různou odolnost vůči cyklickému napětí a cyklické deformaci. Interpretace únavového procesu pomocí amplitudy celkové deformace, která se skládá z pružné a z plastické složky deformace, se objevuje až v posledních třiceti letech. Tento postup má své praktické opodstatnění, neboť např. v konstrukčních vrubech je materiál vystaven cyklické celkové deformaci. Manson navrhl závislost počtu cyklů do lomu na amplitudě celkové deformace ve tvaru (viz obr. 3.7): 36
Obr. 3.6 Statická a cyklická křivka napětí deformace stanovená při laboratorní teplotě pro ocel 08Ch18N10T, f b, c at al ap (2N f ) f (2N f ) (3.5) kde E je modul pružnosti v tahu, f je součinitel únavové pevnosti,, f je součinitel únavové tažnosti b je exponent únavové pevnosti c je exponent únavové životnosti E Obr. 3.7 Schematický průběh křivek ε ael N f a ε apl - N f 37
Křivky životnosti ε at = f(n f ) a cyklické křivky napětí deformace σ a = f(ε apl ) jsou stanovovány při cyklickém namáhání s konstantní amplitudou celkové deformace ε at v tahu tlaku (tvrdý způsob zatěžování) na sérii hladkých válcových zkušebních těles (viz obr. 3.8). Amplitudy celkové deformace jsou voleny tak, aby počet cyklů do porušení N f pokrýval interval 10 2 10 5 cyklů. V průběhu zkoušky se zaznamenávají ve zvolených časových intervalech hysterezní smyčky, které slouží ke stanovení elastické a plastické složky amplitudy celkové deformace (viz obr. 3.9). Obr. 3.8 Hladké válcové těleso se Obr. 3.9 Hysterezní smyčky snímané v snímačem podélné deformace průběhu zkoušky s ε at = 0,01. Pro stanovení křivky životnosti ε at = f(n f ) se doporučuje odzkoušet minimálně 10 ks zkušebních těles, která jsou zatěžována minimálně na 6 úrovních amplitudy celkové deformace ε at. Pro experimentální stanovení cyklické křivky napětí deformace a Manson Coffinovi závislosti musí být zkušební zařízení vybaveno vhodným snímačem deformace a příslušnou elektronikou. Deformace je snímána jako změna prodloužení měrné délky snímače, která se obvykle pohybuje kolem 10 mm. 38
Postup pro provádění zkoušek nízkocyklové únavy a následné stanovení cyklické křivky napětí deformace a křivky životnosti at = f (N f ) je popsán v normě ISO 12106 Metallic materials Fatigue testing Axial strain - controlled method a v normě ASTM E 606-92 Standard Practice for Strain Controlled Fatigue Testing. Na obr. 3.10 a obr. 3.11 jsou uvedeny závislosti apl N f a ael N f stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě 20 C a 350 C. Fig. 3.10 Křivky životnosti ε ael N f a ε apl N f stanovené pro ocel 08Ch18N10T při laboratorní teplotě Obr. 3.11 Křivky životnosti ε ael N f a ε apl N f stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě 350 C 39
Z obr. 3.10 a obr. 3.11 je zřejmé, že změna teploty zkoušení z 20 C na 350 C významně ovlivnila tranzitní počet cyklů do porušení N t pro který je amplitudy plastické deformace v průběhu zátěžného cyklu ε apl rovna amplitudě elastické deformace ε ael. 3.4 Křivka životnosti σ a N f (Wöhlerova křivka) Wöhlerova křivka je nazvána po svém autorovi, který před více než 130 lety posuzoval na základě zkoušek v ohybu za rotace únavovou pevnost náprav vozidel. Poskytuje informace o závislosti amplitudy napětí a na počtu cyklů do lomu N f. Nejčastěji jsou hladká válcová zkušební tělesa podrobena homogenní napjatosti v tahu-tlaku (R = -1) resp. míjivém tahu (R = 0), v některých případech se používá střídavého ohybu resp. ohybu za rotace. Průběh Wöhlerovy křivky je charakterizován růstem počtu cyklů do lomu s poklesem amplitudy napětí. Její typický tvar v souřadnicích log a log N f je schematicky znázorněn na obr. 3.12. Obr. 3.12 Schematické znázornění křivky životnosti Amplituda napětí, pod kterou již nedochází k porušení únavovým lomem se nazývá ;mez únavy. Mez únavy ve střídavém tahu tlaku (R = -1) je označována σ c, mez únavy v míjivém tahu (R = 0) pak σ hc. Výskyt meze únavy je typický pro oceli a pro některé jiné intersticiální slitiny. Pro kovy a slitiny s kubickou plošně centrovanou mřížkou (austenitické oceli, slitiny 40
na bázi Al) není výskyt meze únavy pozorován ani po aplikaci počtu cyklů 10 7 až 10 9 a amplituda napětí klesá s růstem počtu cyklů do porušení. V těchto případech se používá tzv. smluvní meze únavy, která je určena amplitudou napětí, při které dojde k únavovému lomu po předem zvoleném počtu cyklů. Standardní počet cyklů pro stanovení meze únavy u ocelí, litin, mědi a jejich slitin je N c = 10 7. Pro stanovení šikmé větve únavové křivky tvoří jednu skupinu alespoň 8 zkušebních tyčí. Hodnotami naměřenými na tyčích jedné skupiny se v oblasti časované pevnosti prokládají závislosti v souřadnicích log σ a log N f nebo σ a log N f. Tyto závislosti představují regresní křivky s pravděpodobností přežití 50%. Průběh Wöhlerovy křivky a úroveň meze únavy je ovlivňována kromě asymetrie cyklu R také teplotou, přítomností korozního prostředí a metalurgickými parametry materiálu. Na obr. 3.13 je znázorněn vliv stupně protváření na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez únavy pro N = 1.10 7 cyklů pro ocel 16540.6. Obr. 3.13 Vliv stupně prokování na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez únavy pro N=1.10 7 cyklů pro ocel 16540.6.. Postup pro stanovení meze únavy a šikmé větve Wöhlerovy křivky je popsán v normě ČSN 420363 Zkoušky únavy kovů Metodika zkoušení, ČSN ISO 1143 Kovové materiály Zkoušení únavy ohybem za rotace, ISO 1099 Metallic materials Fatigue testing Axial force controlled method, ASTM E466-07 Conducting Force Controlled Constant Amplitude Axial Fatigue Tests of Metallic Materials. Základní pojmy a značky jsou uvedeny v normě 41
ČSN 420362 Zkoušky únavy kovů Základní pojmy a značky. Stanovení regresních křivek a dalších statistických charakteristik je popsáno v normě ISO 12107 Metallic materials Fatigue testing Statistical planning and analysis of data a v normě ASTM E468-90(2004) Presentation of Constant Amplitude Fatigue Test Results of Metallic Materials. 3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin Stabilní růst trhlin může být vyvolán působením cyklického namáhání, současného působení statického zatížení a korozního prostředí, nebo je charakteristickým znakem lomového chování konstrukčních materiálů v jistém intervalu teplot. V případě cyklického namáhání mluvíme o růstu únavových trhlin, v případě současného působení statického zatížení a korozního prostředí o tzv. korozním praskání pod napětím. Hodnocení odolnosti vůči růstu únavových trhlin je založeno na principech lineární lomové mechaniky. Odolnost vůči růstu trhlin je posuzována na základě experimentálně stanovené prahové hodnoty ΔK p pro růst únavových trhlin a závislosti rychlosti růstu trhliny da/dn na rozkmitu faktoru intenzity napětí K. 3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu Závislost rychlosti růstu únavových trhlin na rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔK a prahová hodnota pro růst únavových trhlin ΔK p jsou materiálové charakteristiky důležité pro výpočet životnosti konstrukcí s defektem vystavených cyklickému namáhání. Výsledky experimentálního měření rychlosti růstu únavové trhliny bez přítomnosti korozního prostředí jsou schematicky a v nejobecnější podobě znázorněny na obr. 3.14. Jak vyplývá z tohoto obrázku, je možno celou závislost log da/dn vs log K rozdělit na 3 základní oblasti (A, B, C) s ohledem na rozsah rychlosti šíření únavové trhliny V oblasti malých rychlostí růstu únavových trhlin (10-8 10-6 mm / cykl.) a tedy v oblasti malých hodnot rozkmitu faktoru intenzity napětí K (oblast A) se závislost da/dn vs. K asymptoticky blíží k prahové hodnotě K p, pod kterou se únavové trhliny nešíří. V této oblasti je rychlost růstu únavové trhliny silně závislá na mikrostruktuře materiálu a asymetrii cyklu R. Pro střední rozsah rychlostí (oblast B), kde rychlost šíření únavové trhliny leží přibližně v intervalu 10-6 - 10-4 mm/cykl je křivka v log-log souřadnicích lineární a rychlost růstu únavové trhliny může být vyjádřena pomocí Paris-Erdoganova mocninového vztahu : 42
da dn m C(K) (3.6) kde C, m jsou materiálové konstanty. Obr. 3.14 Schematické znázornění obecného tvaru závislosti da/dn vs. K bez přítomnosti korozního prostředí. Rychlost růstu trhliny je v této oblasti málo citlivá na mikrostrukturu materiálu a tloušťku zkušebního tělesa. Při vysokých rychlostech růstu trhliny (oblast C), kdy se maximální hodnota faktoru intenzity napětí v průběhu zátěžného cyklu K max blíží lomové houževnatosti K IC, se zpravidla ve zvýšené míře na růstu trhliny podílejí i další mikromechanimy porušování obvyklé u statických lomů (transkrystalický tvárný či štěpný, interkrystalická dekoheze) a růst trhliny se stává citlivý na mikrostrukturu a asymetrii cyklu R. Tato oblast je z praktického hlediska málo významná, protože je záležitostí již jen relativně malého podílu celkového počtu zatěžovacích cyklů. 43
Hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin je prováděno dle ČSN ISO 12108 Kovové materiály Zkoušení únavy Metoda růstu únavové trhliny nebo normy ASTM E 647-08 The Method for Measurements of Fatigue Crack Growth Rates. Pro stanovení konstant C a m v rovnici 3.6 je třeba experimentálně stanovit závislost délky trhliny a na počtu cyklů N a znát parametry zatěžování a vztah pro výpočet ΔK pro zvolený tvar zkušebního tělesa. Pro stanovení této závislosti je používána metoda konstantní síly, kdy v průběhu zkoušky je udržován konstantní rozkmit síly ΔF a s rostoucí délkou trhliny roste rozkmit faktoru intenzity napětí ΔK a rychlost růstu únavové trhliny da/dn. Rychlost růstu únavové trhliny da/dn se určuje ze zaznamenaných dvojic délky trhliny a i a odpovídajícího počtu zatěžovacích cyklů N i. Je vypočítávána jako směrnice přímky spojující dvě po sobě jdoucí měření délky trhliny a dle vztahu da dn a a N i1 i1 ai N i (3.7) Protože vypočtená rychlost růstu trhliny je průměrnou rychlostí v intervalu a i a i+1, je pro výpočet ΔK, který odpovídá této rychlosti růstu trhliny uvažována průměrná hodnota a = ½(a i+1 + a i). Pokud je to možné, jsou délky únavových trhlin měřeny na obou stranách zkušebního tělesa opticky pomocí měřícího mikroskopu s přesností 0,01 mm. Dále je možno použít nepřímých metod měření délky trhliny jako je metoda potenciálová nebo komplianční, které spočívají ve změně elektrického odporu nebo tuhosti tělesa v důsledku růstu trhliny a které jsou využívány především při hodnocení vlivu prostředí na odolnost vůči růstu únavových trhlin. Prahová hodnota růstu únavové trhliny ΔK p obecně odpovídá hodnotě ΔK, pro kterou se odpovídající da/dn blíží nule. Obvykle se definuje jako hodnota ΔK odpovídající rychlosti růstu trhliny, která se rovná 10-8 mm/cyklus. Obvyklým způsobem určení prahové hodnoty je proložení přímky minimálně pěti přibližně stejně vzdálenými dvojicemi údajů log da/dn versus log ΔK mezi 10-7 mm/cyklus a 10-8 mm/cyklus stanovenými postupem s klesajícím K. Zkouška při klesajícím K může být řízena stupňovitým snižováním faktoru intenzity napětí po dosažení zvoleného nárůstu trhliny při konstantním ΔF (viz obr. 3.15). Za prahovou hodnotu ΔK p je pak považována hodnota ΔK odpovídající rychlosti růstu trhliny 10-8 mm/cyklus. 44
Obr. 3.15 Typická zkouška s klesajícím K prováděná metodou stupňovitého poklesu zatěžující síly Obr. 3. 16 Tvary zkušebních těles používaných pro hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin A zkušební těleso s jednostranným vrubem zatěžované v trojbodovém ohybu (SENT B3) B zkušební těleso s centrální trhlinou zatěžovaný v tahu (CCT) C kompaktní zkušební těleso zatěžované v tahu (CT) 45
Na obr. 3.16 jsou uvedeny tvary zkušebních těles, která jsou standardně používána pro hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin na vzduchu resp. v korozním prostředí. Rozkmit faktoru intenzity napětí se pro všechny normované typy zkušebních těles vypočítá pomocí následující rovnice: P K. f ( a / W ) 1/ 2 BW (3.8) kde f(a/w) je tzv. komplianční funkce závislá na typu zkušebního tělesa. Pro zkušební těleso SENT B3 platí f ( a / W ) [1,99 ( a / W )(1 a / W )(2,15 3,93.( a / W ) 2,7.( a / W ) )] (1 2a / W )(1 a / W ) 2 1/ 2 6.( a / W ). 3/ 2 (3.9) Pro zkušební těleso CT platí 2 a f ( ) W a W (0,886 4,64. a W 13,3 1 a W a W 3/ 2 2 14,72 a W 3 5,6 a W 4 ) (3.10) Pro zkušební těleso typu CCT s centrální trhlinou o délce 2a pak platí pro komplianční funkci vztah f(a/w) = 1,77.(a/W) 1/2 + 0,45.(a/W) 3/2 2,04.(a/W) 5/2 + 21,6.(a/W) 7/2 (3.11) nebo je možno použít pro tento typ zkušebního tělesa vztah 2a 2a 1 0,5 0,326 P 2 W W K (. a) 1/ (3.10) BW. 2a 1 W Na obr. 3.17 je pak znázorněna závislost da/dn vs. K stanovená pro asymetrii cyklu R = 0 pro nízkolegovanou ocel 10GN2MFA použitou pro výrobu komponent PG VVER 1000. 3.5.2 Vliv korozního prostředí na růst únavových trhlin Současné působení cyklického namáhání a agresivního prostředí, obecně nazývané korozní únava, má často za následek zvýšení rychlosti růstu únavové trhliny vzhledem k rychlosti růstu stanovené na vzduchu, resp. v inertním prostředí. Zvýšení rychlosti závisí na typu prostředí, mechanicko-metalurgických parametrech materiálu, způsobu namáhání (R, frekvence f, tvar zátěžného cyklu), popř. na jejich vzájemné interakci. Obecně je však možno konstatovat, že plynná prostředí jsou zpravidla mírnější a kapalná prostředí zpravidla 46 2
Obr. 3. 17 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu v oceli 10GN2MFA (laboratorní teplota) agresivnější z hlediska vlivu na rychlost šíření únavových trhlin. Závislost da/dn vs. K může být přítomností korozního prostředí modifikována v podstatě dvěma způsoby, které odpovídají základním typům korozní únavy označovaným jako: (viz obr. 3.15). 1. pravá korozní únava 2. koroze pod napětím při cyklickém namáhání. O pravé korozní únavě hovoříme tehdy, je-li rychlost růstu únavové trhliny zvýšena současným působením agresivního prostředí a cyklického zatěžování, přičemž ke zvýšení rychlosti růstu trhliny dochází v celém rozsahu rozkmitu faktoru intenzity napětí K. Další charakteristikou pravé korozní únavy je snížení prahové hodnoty K p. Koroze pod napětím při cyklickém namáhání je charakterizována existencí prahové hodnoty K ISCC(f) v oblasti platnosti Paris - Erdoganova vztahu. Pro K K ISCC(f) dochází ke zvýšení rychlosti růstu 47
Obr. 3.18 Schematické znázornění základních typů korozní únavy. únavové trhliny oproti růstu na vzduchu, avšak pro K K ISCC(f) není rychlost růstu únavové trhliny přítomností korozního prostředí ovlivňována. Koroze pod napětím při cyklickém namáhání je dále charakteristická vznikem hrbu, z čehož plyne, že rychlost růstu není možno popsat Paris-Erdoganovým vztahem. Nejobecněji lze vyjádřit vliv prostředí na kinetiku růstu únavových trhlin kombinací pravé korozní únavy a koroze pod napětím při cyklickém namáhání. U mnoha typů ocelí vzniká při únavovém namáhání v korozním prostředí buď pravá korozní únava, nebo koroze pod napětím při cyklickém namáhání. Transformaci pravé korozní únavy na korozi pod napětím při cyklickém namáhání a naopak lze vyvolat změnou parametrů zatěžování, jmenovitě změnou asymetrie cyklu R a frekvence zatěžování f (viz obr. 3.19). Na obr. 3.20 je znázorněna závislost vlivu vodního prostředí a frekvence cyklování na kinetiku růstu únavových trhlin u nízkolegované vysokopevné oceli typu 38Cr2Ni2SiMo s martenzitickou strukturou. Kinetika porušování sledované oceli v destilované vodě odpovídá v obou případech procesu koroze pod napětím při cyklickém zatěžování a je charakterizována 1. existencí prahové hodnoty koroze pod napětím při cyklickém namáhání K ISCC(f) 2. existencí dvou stádií v závislosti d2a/dn = f(k), které se liší silou vazby rychlosti růstu trhliny na K 48
Obr. 3.19 Schématické znázornění vlivu frekvence a asymetrie cyklu na růst únavových trhlin v korozním prostředí. Rychlost růstu únavové trhliny je v prvém stádiu (po dosažení prahové hodnoty K ISCC(f) ) silně závislá pouze na K a nezávislá na teplotě vody a frekvenci cyklování. Ve druhém stádiu se rychlost růstu únavové trhliny stává především silně závislou na teplotě vody resp. frekvenci cyklování. Tuto experimentálně prokázanou skutečnost lze interpretovat jako vliv času, po který jsou v průběhu zátěžného cyklu obnažené povrchy v oblasti čela trhliny ve styku s korozním prostředím. 49
d2a/dn [mm/cykl] Předmět Speciální zkušební metody režim zatěžování: p = konst. asymetrie cyklu: R = 0 tvar zátěž. cyklu: sinus prostředí: voda 38Cr2Ni2SiMo teplota popouštění 200 C 0,009% S; 0,012%P 10-2 II. stádium: d 2a 1 5,4310 dn f 6 ( K ) 1,62 10-3 I. stádium: d 2a 1,22 10 dn 11 ( K ) 6,88 10-4 10-5 Symbol f [Hz] 0,1 0,33 1,0 10,0 10-6 5 10 20 30 40 50 60 70 K [MPa. m 1/2 ] Obr. 3.20 Vliv ΔK a frekvence cyklování na kinetiku růstu únavových trhlin v destilované vodě při laboratorní teplotě. 50
Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Únava materiálu Cyklické namáhání a kmitové namáhání. Asymetrie cyklu R Nízkocyklová a vysokocyklová únava Stádium makroskopických změn Cyklická křivka napětí deformace σ a ε apl Křivka životnosti ε at - N f Křivka životnosti σ a - N f Tři oblasti růstu únavových trhlin na vzduchu Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔK p Pravá korozní únava Koroze pod napětím při cyklickém namáhání. Otázky 12) Na čem je založena lineární lomová mechanika? 13) Pro jaké materiály se používá elasto-plastická lomová mechanika? 14) Který z módů zatěžování je pro praxi nejdůležitější? 15) Co vyjadřuje faktor intenzity napětí K? 16) Co rozumíme pod pojmem hnací síla trhliny? 17) Co rozumíme pod pojmem odpor proti růstu trhliny R? 18) Kdy dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny? 19) Na čem závisí velikost plastické zóny? 20) Na čem závisí lomová houževnatost materiálu K IC? 21) Jaké znáte parametry vyjadřující lomovou houževnatost materiálu v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky? 51
22) Co to je J R křivka? Úlohy k řešení Vypočtěte kritickou délku trhliny a c nekonečně široké desky zatížené tahovým napětím σ = 100 MPa a vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 60 MPa.m 1/2. Vypočtěte kritické napětí pro vznik náhlého nestabilního lomu nekonečně široké desky s trhlinou o délce 2a = 20 mm vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 80 MPa.m 1/2. Vypočtěte velikost plastické zóny pro případ rovinné napjatosti a rovinné deformace pro faktor intenzity napětí K I = 60 MPa.m 1/2 a mez kluzu materiálu R p,0,2 = 900 MPa pro případ, kdy přerozdělení napětí v oblasti kolem špice trhliny. Použitá literatura [1] KLESNIL, Mirko-LUKÁŠ, Petr: Únava kovových materiálů při mechanickém namáhání. 1. vydání. ACADEMIA Praha 1975, 224s. [2] HOLZMANN, Miroslav-KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s. [3] KUNZ, Ludvík: Experimentální stanovení únavových charakteristik materiálů. 1. Vydání. Žilinská univerzita v Žilině, 2003, 81s., ISBN 80-8070-069-9. [4] NĚMEC, Jaroslav - PUCHNER, Ondřej: Tvarová pevnost kovových těles, SNTL Praha 1971. [5] BARSOM, John M. ROLFE, Stanley T.: Fracture and Fatigue Control in Structures. ASTM,Applications of FractureMechanics, third edition, ISBN 0-8031-2082-6. [6] ČSN ISO 12108 Kovové materiály Zkoušení únavy Metoda růstu únavové trhliny. UNMZ, druhé vydání, 2012 08-15 52
4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů Čas ke studiu: 3 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: Definovat pojem křehký lom. Vyjmenovat faktory, které ovlivňují houževnatost. Popsat dvě filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému porušení. Popsat Zkušební postupy a materiálové charakteristiky obou filosofií. Popsat obecnou teplotní závislost lomové houževnatosti. Definovat pojem referenční teplota a MASTER křivka. Popsat v čem spočívá rozdíl mezi zkouškou rázem v ohybu a zkouškou DWT resp. DWTT. Výklad 4.1Úvod Vysoké požadavky na bezpečnost a spolehlivost provozu rozměrných konstrukcí vyvolávají zvýšené nároky na odolnost materiálů vůči náhlému nestabilnímu lomu. Při náhlém (nestabilním) porušení je separace částic kovu náhlá a nekontrolovatelná a nastává pod účinkem elastické energie nakupené v tělese, aniž je nutnost dalšího přívodu energie z vnějšku. Rozdíl mezi stabilním a nestabilním porušením kovů je dán vztahem mezi elastickou energií uvolněnou během šíření lomu a prací, která musí být vykonána proti odporu, který klade materiál proti šíření lomu. Křehký lom ocelí nízké a střední pevnosti je nestabilní lom, nastávající při nominálním napětí, které je menší než makroskopická mez kluzu. Z mikroskopického měřítka je lom štěpné povahy (viz obr. 4.1). 53
Obr. 4.1 Transkrystalický štěpný lom Křehký lom ocelí vysoké a velmi vysoké pevnosti je nestabilní lom, nastávající při napětí, které je nižší než mez kluzu. Z mikroskopického hlediska lom nastává buď kvazištěpením, interkrystalicky (viz obr. 4.2), nebo tvárnou separací částic kovu (viz obr. 4.3). Obr. 4.2 Interkrystalické porušení Odolnost materiálu vůči křehkému porušení je dána úrovní jeho houževnatosti. Houževnatost je definována jako schopnost materiálu deformovat se plasticky a absorbovat energii před a v průběhu porušování. Je závislá na: 1. metalurgických charakteristikách materiálu, 2. rychlosti zatěžování, 54
Obr. 4.3 Tvárné porušení 3. teplotě, 4. tloušťce součásti, 5. přítomnosti vrubů, ať už tvarových nebo pevnostních. Existují dvě zásadně odlišné filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému porušení a tedy dvě skupiny materiálových charakteristik používaných při návrhu konstrukce odolné vůči křehkému porušení, resp. při posuzování zbytkové životnosti dlouhodobě provozovaného zařízení. 1) Filozofie tranzitní teploty. Má opodstatnění jen u materiálů, které vykazují tranzitní lomové chování. Materiálovou charakteristikou je tranzitní teplota. 2) Filozofie založená na lomové mechanice. Má opodstatnění u materiálů, které vykazují nestabilní lom a/nebo stabilní růst tvárné trhliny. Materiálovou charakteristikou je lomová houževnatost resp. referenční teplota T 0. 4.2 Filozofie tranzitní teploty Základem této filozofie je vyhodnocení teploty, při níž dochází ke změně houževnatosti spojené se změnou lomového mechanismu z tvárného na štěpný. Různé typy zkoušek klasifikují danou řadu ocelí obecně v témže pořadí vzhledem k náchylnosti ke 55
křehkému lomu. Avšak pro jiný typ zkoušky může být křivka posunuta vpravo či vlevo, tranzitní oblast může být užší resp. širší. Mezi nejdůležitější zkoušky patří: zkouška rázem v ohybu metodou Charpy, zkouška DWT, zkouška DWTT zkouška rázem v ohybu velkých těles 4.2.1. Zkouška rázem v ohybu Je nejpoužívanější zkouškou hodnocení tranzitního chování materiálů. Zkouška spočívá v namáhání vrubovaných vzorků rázem v ohybu (viz obr. 4.4). Obr. 4.5 Schématické znázornění zkoušky rázem v ohybu Její výsledky umožňují porovnávat odolnost materiálů proti křehkému porušení podle posuvu přechodové křivky ve směru osy teplot, neposkytují však podklady pro dimenzování částí konstrukcí. Energie potřebná k lomu zkušebního tělesa totiž obsahuje jak složku vynaloženou na iniciaci trhliny, tak i složku potřebnou na její růst. Iniciační energie je s ohledem na zaoblení kořene V vrubu poměrně značná. 56
Obr. 4.5 teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 10GN2MFA v dodaném stavu a po pomalém ochlazování z teploty 595 C (step-cooling). Zkušební postupy jsou popsány v následujících normách: ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu metodou Charpy - Část 1: Zkušební metoda. ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot. ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot. ČSN 420350 Zkoušení kovů. Stanovení teploty křehkosti konstrukčních ocelí zkouškou rázem v ohybu. Zkouškou rázem v ohybu lze zjišťovat tyto údaje: velikost spotřebované nárazové práce do lomu, vrubovou houževnatost, vzhled lomu (podíl houževnatého lomu) a boční rozšíření. Vynesením závislosti těchto hodnot na teplotě zkoušení se získají přechodové křivky, z nichž se zjišťují tranzitní teploty (viz obr. 4.6). 57
Obr. 4.6 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu. Nízkolegovaná ocel 15 128.5 po 90 000 hod. provozu na teplotě 540 C. Pro jejich definici se používá různých kritérií, např.: zvolená hodnota vrubové houževnatosti (např. 35 Jcm -2 ) střední hodnota z max. a min. vrubovém houževnatosti smluvní hodnota vrubové houževnatosti, která závisí na mezi kluzu materiálu (kritická teplota křehkosti) tranzitní teplota pro 50% houževnatého lomu (FATT) boční rozšíření 0,9 mm Z úrovně tranzitní teploty lze usuzovat na odolnost oceli vůči křehkému porušení, popř. na hodnocení metalurgických a technologických faktorů na změnu odolnosti dané oceli proti křehkému porušení. Snaha po zjištění velikosti energie, potřebné k růstu trhliny, vedla k návrhu zkušebních postupů, využívajících zkušebních těles větších rozměrů s vruby, které zmenšují energii nezbytnou k iniciaci trhliny na minimum. Mezi tyto zkoušky patří zkouška DWT, zkouška DWTT a zkouška rázem v ohybu velkých těles. Tyto zkoušky jsou stále častěji součástí technických podmínek obchodních případů. 4.2.2. Zkouška DWT Zkouška DWT spočívá v namáhání zkušebního tělesa opatřeného křehkým návarem s vrubem (viz obr. 4.7) jedním rázem v ohybu při omezené deformaci. Zkouší se při různých 58
teplotách zkušebního tělesa. Pro zkoušky DWT jsou dle ČSN 420349 používána zkušební tělesa o rozměrech 16x50x130 mm, 19x50x130 mm nebo 25x90x360 mm. Obr. 4.7 Zkušební těleso o rozměrech 16 x 50 x 130 mm používané pro zkoušku DWT Cílem zkoušky je stanovení teploty nulové houževnatosti t NDT - materiálové charakteristiky vyjadřující odolnost materiálu proti nestabilnímu růstu trhliny. Je to limitní teplota, nad níž nedojde k nestabilnímu lomu z malého defektu iniciovaného z návarového kovu do základního materiálu při dynamickém namáhání kolem meze kluzu. Těleso se pokládá za zlomené, když lom dosáhl jedné nebo obou hran zkušebního tělesa na ploše s návarem, popř. jeho bočních stěn (viz obr. 4.8). Obr. 4.8 Zkušební těleso neporušené při zkoušce DWT. Lom v základním materiálu nedosáhl jedné nebo obou hran zkušebního tělesa. Teplota nulové houževnatosti t NDT je tedy nejvyšší teplota, při které ještě dojde k porušení zkušebního tělesa (určuje se s přesností ± 5 C). Je to tedy teplota, při které se křehká trhlina iniciovaná v tvrdokovovém návaru rozšíří působením napětí kolem meze kluzu přes průřez zkušebního tělesa. Náhlý přechod od porušených zkušebních těles k neporušeným je 59
důsledkem růstu plastické deformace nutné pro šíření lomu při teplotách nad t NDT. Ke stanovení t NDT se používají padostroje s potenciální energií beranu až 1900 J, přičemž minimální výška pádu beranu musí být alespoň 1 m. Hmotnost beranu musí být v rozmezí 25 až 135 kg. Zkouška je neplatná: a) když návar s vrubem nebude viditelně zlomen, b) jestliže těleso nebude po zkoušce natolik ohnuté, aby se dotklo narážek přípravku, c) praskne-li návar mimo vrub. 4.2.3 Zkouška DWTT Tato zkouška slouží obvykle pro hodnocení odolnosti plechů resp. bezešvých trubek s vnějším průměrem větším než 300 mm a tloušťkou stěny větší než 6 mm z feritických ocelí pro výrobu produktovodů proti nestabilnímu růstu trhliny. Při zkoušce DWTT se přeráží zkušební těleso o rozměrech 76 x T x 305 mm se za studena vylisovaným vrubem, které je na koncích podepřeno, přičemž ráz působí proti vrubu (viz obr. 4.9). Obr. 4.9 Geometrie zkušebního tělesa pro zkoušku DWTT Tloušťka zkušebního tělesa musí mít až do 19 mm plnou tloušťku stěny trubky nebo tloušťku plechu. Při tloušťkách nad 19 mm může mít zkušební těleso buď plnou tloušťku stěny nebo plechu, nebo může být tloušťka zkušebního tělesa zmenšena na 19 mm. 60
Zkušebním zařízením může být zařízení s padajícím závažím nebo zařízení kyvadlové. Pro zkoušku DWTT platí evropská norma ČSN EN 10 274 Kovové materiály Zkouška padajícím závažím. Stanovuje postup hodnocení vzhledu lomových ploch zkušebních těles vyrobených z feritických ocelí. Výsledky zkoušení se obvykle vyjadřují jako přechodová teplota houževnatého lomu (FATT) nebo jako procentuální podíl houževnatého lomu při teplotě předepsané normou na výrobek. Přechodová teplota FATT (fracture appearance transition temperature) je např. pro 85% podíl houževnatého lomu při -30 C vyjádřena takto: FATT(85) = -30 C. Pro zkušební tělesa s tloušťkou 19 mm nebo méně se hodnotí procentuální podíl houževnatého lomu na povrchu lomu tak, že se nebere v úvahu povrch lomu do vzdálenosti jedné tloušťky zkušebního tělesa T od kořene vrubu a do vzdálenosti jedné tloušťky zkušebního tělesa od strany naproti vrubu (viz obr. 4.10). Obr. 4.10 Stanovení podílu houževnatého lomu na lomové ploše Vyhodnocení může být rovněž založeno na absorbované energii, spotřebované při zkoušce, zvláště pro materiály jiné než feritické oceli. Na obr. 4.11, 4.12 a 4.13 jsou uvedeny příklady lomových ploch zkušebních těles porušených při zkoušce DWTT při zvolené teplotě spolu s vyhodnoceným podílem houževnatého lomu dle ČSN EN 10 274. Na obr. 4.14 jsou uvedeny teplotní závislosti podílu houževnatého lomu stanovené vizuálně na lomových plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o tl. 9,3 mm a tl. 14 mm a porušených v rozmezí teplot -70 C - 10 C. 61
podíl houževnatého lomu [%] Předmět Speciální zkušební metody Obr. 4.11 Laboratorní teplota, podíl houževnatého lomu 100% Obr. 4.12 Teplota zkoušení -40 C, podíl houževnatého lomu 45% Obr. 4.13 Teplota zkoušení -60 C, podíl houževnatého lomu 10% Zkouška DWTT 100 80 60 40 PHL=49,21*(1+tgh((T+53,53)/11,33)) VÍTKOVICE 9,3 mm, tavba 21758, vývalek 506 VÍTKOVICE 14 mm, tavba 21758, vývalek 504 20 PHL=51,57*(1+tgh((T+43,05)/12,59)) 0 T [ C] -100-90 -80-70 -60-50 -40-30 -20-10 0 Obr. 4.14 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu stanoveného vizuálně na lomových plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o tl. 9,3 a 14 mm 62
4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT- dynamic tear) Zkouška spočívá v přeražení zkušebního tělesa kyvadlovým kladivem nebo padostrojem s měnitelnou výškou pádu a hmotností beranu. Zkušební zařízení musí umožňovat stanovení nárazové práce. K určení nárazové práce se používají zkušební tělesa o rozměrech 16 x 40 x 180 mm a/nebo 25 x 120 x 460 mm. Přednostně a pro rozhodčí účely se volí zkušební tělesa o tloušťce 16 mm, která se označí Zkušební těleso 16 ČSN 420340. Tvar a rozměry vrubu pro zkušební těleso 16 jsou uvedeny na obr. 4.15. Vrub se zhotoví třískovým obráběním. Ostrý kořen vrubu se vytvoří lisováním pomocí lisovníku z nástrojové oceli o tvrdosti nejméně 60 HRC. Obr. 4.15 Schématické uspořádání zkoušky DT pro zkušební těleso 16. 63
Zkušební postup je popsán v normě ČSN 420340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles nebo v normě ASTM E 604-83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of Metallic Materials. Zkouší se při různých teplotách zkušebního tělesa. Závislost energie E DT na teplotě určuje pro každou teplotu energii potřebnou pro růst trhliny do lomu. Protože je u těchto zkoušek potlačena složka energie k iniciaci trhliny zkřehlým vrubem (zpevnění v důsledku lisování vrubu za studena), lze výsledků použít po určité úpravě pro konstrukci křivky teplot zastavení trhliny TZT, nebo celého diagramu analýzy lomu FAD (Fracture Analysis Diagram), navrženého k posuzování přípustnosti ostrých defektů typu trhlin. K získání křivky TZT je třeba výsledky zkoušek transformovat ze souřadného systému energie teplota do systému nominální napětí teplota. Na obr. 4.16 je schéma přechodové křivky DT energie teplota. Obr. 4.16 Schéma přechodové křivky DT energie teplota Ve spodní části diagramu označené (1) a sahající do 1/3 rozmezí mezi dolní a horní hladinou energie se nachází teplota t NDT. S teplotou t NDT je spojováno nominální napětí σ = 45 55 MPa, pod nímž se nestabilní trhliny nešíří. Ve střední třetině (označené (2)) se nachází teplota t FTE, (tranzitní teplota elastického lomu) nejvyšší teplota, při které může nastat 64
DT [kj] Předmět Speciální zkušební metody nestabilní růst trhliny při napětí pod mezí kluzu. Zatím co pro stanovení t NDT existuje normovaný postup, poloha bodu FTE se klade odhadem do poloviny střední třetiny (viz obr. 4.16). Protože přechodová křivka je zde velmi strmá, nevede tato volba k větší chybě při stanovení teploty t FTE. V poslední třetině diagramu se nachází bod FTP a jemu odpovídající teplota t FTP - tranzitní teplota plastického lomu. Jestliže je provozní teplota nad t FTP, potom může nastat porušení konstrukce pouze tvárným lomem. Na obr. 4.17 je uvedena teplotní závislosti E DT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebních tělesech 16 ČSN420340. 2 1,8 1,6 Podélný směr 1,4 1,2 1 0,8 Příčný směr 0,6 0,4 0,2 DT 16 mm, S355J2H 0-70 -60-50 -40-30 -20-10 0 10 20 30 40 50 60 70 Teplota [ C] Obr. 4.17 Teplotní závislost E DT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebním tělese 16 ČSN 420340. 65
4.3 Filozofie založená na lomové mechanice 4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti Také lomová houževnatost, určující odpor materiálu proti iniciaci a růstu trhliny, vykazuje tranzitní chování vlivem změny teploty nebo rychlosti deformace. S rostoucí teplotou dochází k poklesu meze kluzu a tak při stejné hodnotě působícího napětí je plastická zóna na čele trhliny větší a v důsledku toho hnací síla trhliny a tím i lomová houževnatost vzrůstá. Lomová houževnatost může být přitom charakterizována buď pouze jedinou hodnotou příslušného parametru (K IC, δ c, J IC ), nebo závislostí odpovídajícího parametru na přírůstku délky trhliny Δa (tzv. J R křivky resp. δ R křivky). Obecné schéma teplotní závislosti statické lomové houževnatosti bylo sestaveno v ÚFM Brno na základě analýzy zkušebních těles typu C(T) a SENT (B3) o tloušťce 25 mm (viz obr. 4.18). Lze předpokládat, že bude reprezentovat teplotní závislost lomové houževnatosti i pro jiné tloušťky a pro jiné tvary zkušebních těles. Obr. 4.18 Obecné schéma teplotní závislosti lomové houževnatosti. 66
Teplotní závislost lomové houževnatosti je rozdělena do tří částí. V části C se nachází oblast spodních prahových hodnot lomové houževnatosti charakterizovaná kritickou hodnotou faktoru intenzity napětí K IC, v případě splnění podmínek rovinné deformace, a K C v případě, kdy tyto podmínky splněny nejsou. Oblast A je oblast horních prahových hodnot lomové houževnatosti. Hodnota K J,0,2 přepočtená z hodnoty J i,0,2 pomocí vztahu (30.2), charakterizuje iniciaci tvárného stabilního růstu trhliny. V části B značí tranzitní teplota T B teplotu, do které nastávají nestabilní lomy (po určitém otupení čela předem připravené únavové trhliny) štěpnou iniciací. Naměřená lomová houževnatost leží v tomto případě v rozptylovém poli, označeném na obr. 4.18 K JC. Nad teplotou T B dochází k nestabilním lomům po stabilním nárůstu tvárné trhliny o délce Δa. Z obr. 4.18 vyplývá, že ke stabilnímu růstu tvárné trhliny před nestabilním lomem může dojít v rozmezí teplot T DBL až T DBU. Odpovídající hodnoty lomové houževnatosti pak leží v rozptylovém poli označeném K Ju. Z hlediska inženýrské praxe je důležitý průběh lomové houževnatosti K JC od teploty T C po teplotu T B. Lomová houževnatost je v této oblasti charakterizována parametry J IC resp. ö které jsou stanovovány standardizovanými postupy elasto plastické lomové mechaniky. Postupy pro stanovení lomové houževnatosti jsou založeny na zatěžování zkušebního tělesa opatřeného vrubem a únavovou trhlinou předem vytvořenou cyklováním a zatěžovaného pomalu vzrůstající silou otevírající trhlinu konstantní rychlostí pohybu příčníku elektromechanického zkušebního stroje nebo konstantní rychlostí pohybu pístnice servohydraulického zkušebního stroje a snímání závislosti síla rozevření trhliny (COD) resp. síla posunutí síly. Nejčastěji jsou pro zkoušky lomové houževnatosti používány dva typy zkušebních těles. 1) Kompaktní zkušební těleso označované v anglosaské literatuře C(T) (Compact test Specimen) o tloušťce B a šířce W (viz obr. 4.19) zatěžované v tahu. Pro šířku zkušebního tělesa W platí W = 2. B 2) Ohybové zkušební těleso označované v anglosaské literatuře SE(B) (Bend Test Specimen), kde B je tloušťka zkušebního tělesa a W je šířka tělesa (viz obr 4.20) zatěžované v trojbodovém ohybu. Pro šířku zkušebního tělesa W platí W = 2. B a/nebo W = B. Vzdálenost podpor je rovna S = 4.W. Ke snímání rozevření trhliny u zkušebního tělesa SE(B) resp. rozevření trhliny a/nebo posunutí síly u zkušebního tělesa C(T) jsou používány sponové snímače (viz obr.4.21, 4.22). 67
Obr. 4.19 Kompaktní zkušební těleso o šířce W a tloušťce B Obr. 4.20 Ohybové zkušební těleso o šířce W a tloušťce B 68
Obr. 4.21 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní teplotě při použití kompaktního zkušebního tělesa Obr. 4.22 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní teplotě při použití ohybového zkušebního tělesa. 69
4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci K IC Zkušební postup je popsán v ČSN EN ISO 12737 Kovové materiály Stanovení lomové houževnatosti při rovinné deformaci. Na obr. 4.23 jsou znázorněny tři základní typy závislosti síla rozevření trhliny odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti lineární lomové mechaniky. Obr. 4.23 Tři typy závislosti síla COD odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti lineární lomové mechaniky Ze záznamu získaného v průběhu zkoušky se určí hodnota síly F Q sestrojením sečny 0F 5 z bodu 0 se směrnicí (F/V) 5 = 0,95.(F/V) 0, kde (F/V) 0 je směrnice tečny lineární části záznamu 0A. Pro zvolený typ zkušebního tělesa se stanoví hodnota K Q v MPa.m 1/2. Pro ohybové zkušební těleso se K Q vypočte z rovnice S K Q FQ f ( a / W ) 3/ 2 BW (4.1) kde S je vzdálenost podpor a pro f(a/w) platí f ( a / W ) 1,99 ( a / W )(1 a / W ) 2,15 3,93( a / W ) 2,7( a / W ) 2 1/ 2 3( a / W ). (4.2) 3/ 2 2(1 2a / W )(1 a / W ) Pro kompaktní zkušební těleso se K Q vypočte z rovnice 70
FQ KQ. f ( a / W ) (4.3) 1/ 2 BW Pro f(a/w) platí 2 3 4 0,886 4,64 ( a / W ) 13,32( a / W ) 14,72( a / W ) 5,6 ( a / W ) f ( a / W ) (2 a / W ). (4.4) 3/ 2 (1 a / W ) Hodnotu K Q je možno pokládat za platnou hodnotu K IC za předpokladu, že K Q a,( W a), B 2,5 (4.4) R p0,2 2 kde R p,0,2 je smluvní mez kluzu materiálu v prostředí a při teplotě zkoušky. 4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti V tranzitní oblasti nastává nestabilní lom buď po otupení špice trhliny plastickou deformací a/nebo po stabilním růstu tvárné trhliny. Stabilní růst Únavová trhlina a) b) Obr. 4.24 Lomové plochy zkušebních těles porušených náhlým nestabilním lomem a) po otupení špice trhliny plastickou deformací, b) po stabilním růstu tvárné trhliny. 71
Pro popis lomového chování v této oblasti jsou, vzhledem k rozsahu plastické dformace na špici trhliny, používány parametry elasto plastické lomové mechaniky. Lomová houževnatost je pak charakterizována kritickou hodnotou rozevření trhliny δ c, nebo kritickou hodnotou J integrálu J IC. Zkušební postup je popsán v ČSN 420347 Lomová húževnatosť kovov při statickom zaťažení. 4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená z rozevření špice trhliny V průběhu zkoušky se snímá závislost síla F rozevření vrubu v (viz obr. 4.25). Ze získaného záznamu se odečte plastické rozevření vrubu v CP. Obr. 4.25 Závislost síly F na rozevření vrubu v snímaná v průběhu zkoušky pro stanovení δ C Kritické rozevření špice trhliny se vypočte ze vztahu 2 (1 ) K 2R E r r W av p W a a 2 C p C el pl (4.5) e p kde K C se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo síly F Q se dosadí hodnota síly F C, V CP je plastická složka rozevření vrubu 72
r p je rotační součinitel v plastické oblasti. Vypočítá se ze vztahu a Sn r p 0,4(1 ) (4.6) W R kde R e je mez kluzu materiálu S n je jmenovité napětí, které se pro ohybové zkušební těleso vypočte z rovnice S n 1,5. FC. L B( W a) (4.7) Pro kompaktní zkušební těleso se jmenovité napětí S n vypočte z rovnice S n 2 2. FC.(2W a) 2 (4.8) B( W a) Součinitel α je roven α = 0,1 pro ohybové zkušební těleso. Pro kompaktní zkušební těleso se součinitel α vypočte z rovnice kde b = W-a 1 2 2 a a 1 a 1 2 2 (4.9) b b 2 b 2 Vypočtená hodnota δ C je lomovou houževnatostí δ IC určenou z rozevření špice trhliny, je-li splněna podmínka a, ( W a) 50. (4.10) C Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritické rozevření trhliny δ C vyjádřit jako faktor intenzity napětí K δc pomocí vztahu e K C R p E,0,2 C 1 2 (4.11) 4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J integrálu V průběhu zkoušky se snímá závislost síly F na posunutí síly f po bod nestability (viz obr. 4.26), ze které se určí plocha diagramu pod zatěžovací křivkou. Plocha A CP se stanoví planimetrováním anebo ekvivalentním způsobem. Kritická hodnota J C se vypočte ze vztahu J C J J 2 1 E kde 73 CE CP. K 2 C X i. ACP B( W a) 2 (4.12)
K C se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo síly F Q se dosadí hodnota síly F C, Součinitel X i je roven X i = 2 pro ohybové zkušební těleso, a X i = 2 + 0,522(1 a/w) pro kompaktní zkušební těleso. Obr. 4.26 Závislost síla F posunutí síly f snímaná v v průběhu zkoušky pro stanovení J IC Vypočtenou hodnotu J C je možno pokládat za lomovou houževnatost J IC, je-li splněn podmínka a J R R C, B, W a 50. (4.13) Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritickou hodnotu J C vyjádřit jako faktor intenzity napětí K JC pomocí vztahu e m K JC E J 2 C (4.14) 1 4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti δ 0,2 a J 0,2 zkoušením více těles Cílem zkoušek je stanovení závislosti δ Δa a/nebo J Δa na sérii nejméně 6 zkušebních těles stejných rozměrů a s přibližně stejnou délkou počáteční únavové trhliny. Přírůstek délky trhliny se změří na lomové ploše porušeného zkušebního tělesa a odpovídající 74
hodnoty δ a J se stanoví výpočtem. Jednotlivá zkušební tělesa se zatíží na různé hodnoty přemístění síly f 1, f 2, f 3..,f n tak, aby vznikly různé přírůstky délky trhliny Δa n (viz obr. 4.27). Obr. 4.27 Závislosti síla F posunutí síly f pro stanovení přírůstků délky trhliny Δa. Zkušební těleso se po dosažení zvoleného posunutí síly odlehčí a přírůstek trhliny se zviditelní zabarvením zkušebního tělesa v peci při cca 300 C (viz obr. 4.28). Zkušební těleso se dolomí tak, aby nedošlo k nadměrné deformaci lomových ploch (např. v tekutém dusíku) a na lomových plochách se změří přírůstky trhliny Δa. Obr. 4.28 Stabilní růst trhliny zvýrazněný zabarvením zkušebního tělesa po jeho odlehčení v peci při 300 C a po porušení v kapalném dusíku. Přírůstek trhliny se změří na 9 stejně vzdálených místech přes tloušťku tělesa. Přesnost měření musí být 0,05 mm. Délka přírůstku délky trhliny Δa se vypočte ze vztahu 75
1 a 8 1 a9 a a n (4.15) 8 2 2 Hodnota δ korigovaná na přírůstek délky trhliny se vypočte z rovnice (4.5) dosazením (a + Δa i ) místo a. Hodnota J integrálu korigovaná na nárůst délky trhliny se vypočte z rovnice J J o 0,75. X i 1 a 1 (4.16) W ao Kde J 0 je hodnota J pro Δa = 0 a součinitel X i je závislý na typu tělesa (viz kap. 4.3.3.2). Pro závislost δ Δa musí být δ δ max, Δa max, kde 1 B,( W a). 30 min (4.17) max a 0,1 ( W a) (4.18) max Pro závislost J Δa musí být J J max a Δa Δa max, kde J max R 0,2 min,( ). p R B W a m (4.19) 30 a 0,06 ( W a ) (4.20) max Podmínky pro platnost δ, J Δa jsou schematicky vyznačeny na obr. 4.29. o 0br. 4.29 Vymezení platnosti hodnot pro stanovení závislostí δ Δa a J Δa 76
Hodnoty přírůstků délky trhliny pro jednotlivá zkušební tělesa mají být rovnoměrně rozdělené v rozmezí 0 až Δa max. Alespoň jedna hodnota Δa musí ležet v první a poslední čtvrtině Δa max. Platnými hodnotami se metodou nejmenších čtverců proloží křivky m C 1( a C2) (4.21) J ) n C3( a C4 (4.22) Hodnoty δ a J odpovídající Δa = 0,2 mm se značí δ 0,2 a J 0,2. Pro stanovení konstant C 1, C 2, C 3, C 4, m, n je možno použít vztahů m C ( 0,2 1 0,2 C2) (4.23) J ) n C ( 0,2 3 0,2 C4 (4.24) Charakteristikou J 0,2 je možné vyjádřit lomovou houževnatost při nárůstu trhliny Δa = 0,2 mm vztahem E. J 0,2 K 0,2 2 (4.25) 1 4.3.5 Stanovení referenční teploty T 0 Referenční teplota T 0 je teplota, pro kterou je medián K JC(med) Weibullova tříparametrického rozdělení lomové houževnatosti, stanovený na zkušebních tělesech o tloušťce 25,4 mm, roven hodnotě K JC(med) = 100 MPa.m 1/2. Teplota T 0 charakterizuje lomovou houževnatost uhlíkových a nízkolegovaných ocelí s rozsahem meze kluzu od 275 do 825 MPa a svarových kovů těchto ocelí. Zkušební postup pro stanovení teploty T 0 je popsán v normě ASTM E1921 10 Standard test Method for Determination of reference Temperature, T 0, for Ferritic Steels in the Transition Range. Odhad referenční teploty T 0 lze provést na základě výsledků rázových zkoušek v ohybu stanovením teploty, pro kterou je hodnota nárazové práce, stanovená na zkušebních tělesech Charpy V, rovna KV = 28 J. Odhad teploty T 0 je možné provést dle vztahu T T C o ( estimate) CVN (4.26) kde konstanta C je funkcí tvaru a velikosti zkušebních těles, která jsou používána pro stanovení lomové houževnatosti. Pro zkušební těleso CT o tloušťce 25mm je C = -18 C, pro zkušební těleso Charpy s únavovou trhlinou je C = -50 O C. Pro výpočet mediánu lomové houževnatosti je nezbytné získat při zvolené zkušební teplotě minimálně 6 platných hodnot K JC, splňujících podmínku 77
JC E R. b / 1/ 2 K (4.27). p, 0,2 o 30 Pro oceli s kubickou prostorově centrovanou mřížkou s mezí kluzu od 275 do 825 MPa je možno rozdělení lomové houževnatosti popsat vztahem P f b K JC K min 1 exp (4.28) K o K min Přičemž K min. = 20 MPa.m 1/2 a b = 4. Z toho plyne, že K JC = K 0 pro P f = 1 e -1 = 0,63212. K 0 je tedy přibližně 63% kvantilem daného rozdělení. Parametr K 0 je závislý na teplotě K o N i1 1/ 4 4 K Jc( i) Kmin / N K min. (4.29) Medián K JC(med) se pak vypočte z rovnice K Jc( med ) ) 4 ln( 2 1/ Ko Kmin Kmin Referenční teplotu T 0 pak vypočteme z rovnice (4.30) 1 K JC (med 30 T ln ) o T (4.31) 0,019 70 Pro případy, kdy použitá zkušební tělesa pro stanovení referenční teploty T 0 mají jinou tloušťku než 25,4 mm, využívá citovaný standard korekci velikosti zkušebního tělesa odvozenou na základě teorie nejslabšího článku ve tvaru kde K min = 20 MPa.m 1/2 o ( ) min ( ) min JC X JC o Bx 1/ 4 B K K K K (4.32) Teplotní závislost lomové houževnatosti sestrojená na základě znalosti referenční teploty T 0 se nazývá MASTER křivka. Pro P f = 0,50 je popsána rovnicí K 30 70exp 0.019( T T Jc( med ) o (4.33) 78
Pro P f = 0,63 pak platí Předmět Speciální zkušební metody K0 31 77exp 0.019( T T o (4.34) Pro obecnou pravděpodobnost P f potom platí 1 K 20 11 77 exp 0,019 0 ln Jc T T (4.35) 1 Pf Pro vybrané pravděpodobnosti pak dostaneme 1/ 4 P f 0,05 K 25,23 36,64 exp 0,019 T T (4.36) Jc 0 P f 0,5 K 30,04 70,25 exp 0,019 T T (4.37) Jc 0 P f 0,95 K 34,47 101,3 exp 0,019 T T (4.38) Jc 0 Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Nestabilní lom, křehký lom. Tranzitní teplota. FATT Zkouška DWT, DWTT Compact test specimen, Bend test specimen Stabilní růst trhliny Referenční teplota T 0 Křivka životnosti ε at - N f MASTER KŘIVKA 79
Otázky 23) Na čem je založena lineární lomová mechanika? 24) Pro jaké materiály se používá elasto-plastická lomová mechanika? 25) Který z módů zatěžování je pro praxi nejdůležitější? 26) Co vyjadřuje faktor intenzity napětí K? 27) Co rozumíme pod pojmem hnací síla trhliny? 28) Co rozumíme pod pojmem odpor proti růstu trhliny R? 29) Kdy dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny? 30) Na čem závisí velikost plastické zóny? 31) Na čem závisí lomová houževnatost materiálu K IC? 32) Jaké znáte parametry vyjadřující lomovou houževnatost materiálu v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky? 33) Co to je J R křivka? Úlohy k řešení Vypočtěte kritickou délku trhliny a c nekonečně široké desky zatížené tahovým napětím σ = 100 MPa a vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 60 MPa.m 1/2. Vypočtěte kritické napětí pro vznik náhlého nestabilního lomu nekonečně široké desky s trhlinou o délce 2a = 20 mm vyrobené z materiálu o lomové houževnatosti K C = 80 MPa.m 1/2. Vypočtěte velikost plastické zóny pro případ rovinné napjatosti a rovinné deformace pro faktor intenzity napětí K I = 60 MPa.m 1/2 a mez kluzu materiálu R p,0,2 = 900 MPa pro případ, kdy přerozdělení napětí v oblasti kolem špice trhliny. 80
Použitá literatura [1] KANDER, Ladislav: Hodnocení lomového chování konstrukčních ocelí a jejich svarových spojů pomocí zkušebních těles Charpy s únavovou trhlinou. Disertační práce, VŠB TU Ostrava, Fakulta strojní, Katedra mechanické technologie, Ostrava 2000. [2] ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu metodou Charpy - Část 1: Zkušební metoda. [3] ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot. [4] ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot. [5] ČSN 420349 Stanovení teploty nulové houževnatosti konstrukčních ocelí. [6] ČSN EN 10274 Kovové materiály Zkouška padajícím závažím. ČNI, únor 2001. [7] KUČERA, Josef: Stručný úvod do mechaniky lomu. Část I. VŠB TU Ostrava, Fakulta strojní, 1997, ISBN 80-7078-218-8. [8] ČSN 42 0340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles. [9] ASTM E 604 83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of Metallic Materials. 2010 Annual Book of ASTM Standards. Section three. Metals Test Methods and Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals Mechanical Testing; Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p. 643. [10] KUČERA, Josef: Úvod do mechaniky lomu. Nestabilní lom ocelových těles při statickém a dynamickém zatížení. VŠB TU Ostrava, 2006, ISBN 80-248-1268-1. [11] HOLZMANN, M., DLOUHÝ, I., VLACH, B., KRUMPOS, J.: Int. J. Pressure Vessels and Piping, 68, 1996, p. 11. [12] ČSN EN ISO 12737 (420348) Kovové materiály Stanovení lomové houževnatosti při rovinné deformaci. ÚNMZ, duben 2011. [13] ČSN 420347 Lomová húževnatosť kovov při statickom zaťažení. Vydavatelství norem Praha, červen 1990. [14] ISO 12135 Metallic materials Unified method of test for the determination of quasistatic fracture toughness. Reference number ISO 12135:2002(E). [15] ASTM E1921 10 Standard test Method for Determination of reference Temperature, T 0, for Ferritic Steels in the Transition Range. 2010 Annual 81
Book of ASTM Standards. Section three. Metals Test Methods and Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals Mechanical Testing; Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p. 1195. [16] Mc CABE, Donald, MERKLE, John,G., WALLIN Kim: An Introduction to the Development and Use of the MASTER CURVE METHOD. ASTM Stock Number: MNL 52. Printed in Lancaster, PA, USA, May 2005, ISBN 0-8031-3368-5. 82
5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů Čas ke studiu: 3 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět: Definovat pojem tečení (creep). Vyjmenovat faktory, které ovlivňují uplatnění tečení materiálu. Objasnit pojem mezní teplota T g. Popsat křivku tečení ε t. Vyjmenovat základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení. Popsat rozdělení zkoušek tečení. Popsat metody extrapolace výsledků zkoušek tečení. Výklad 5.1 Definice pojmu tečení (creep) Odezvu materiálu na aplikované vnější zatížení lze z pohledu deformace rozdělit na tři základní typy: 1) elastická deformace vratná, časově nezávislá. Závisí pouze na napětí a teplotě, neboť na teplotě závisí modul pružnosti, 2) anelastická deformace vratná, časově závislá, 3) plastická deformace nevratná složka deformace časově nezávislá a/nebo časově závislá (tečení -creep). Až na parní kotle (19. století) byla všechna energetická a chemická zařízení pracující při statickém zatížení za zvýšených teplot vyvinuta ve 20. století. Všechna tato zařízení pracují při teplotách, při kterých musí být brána do úvahy časově závislá deformace a s ní související lomové procesy. Pod pojmem tečení (creep) rozumíme pomalou plastickou deformaci materiálu uskutečňující se při zvýšené teplotě za působení vnějšího zatížení v závislosti na čase. 83
Obecně závisí odezva zařízení pracujícího za zvýšených teplot a možnost uplatnění tečení na: úrovni zatížení teplotě chemickém složení materiálu struktuře materiálu 5.2 Mezní teplota T g V oblasti teplot, ve které dochází k uplatnění tečení jsou hodnoty meze pevnosti při tečení vždy nižší než mez kluzu materiálu. (viz obr. 5.1). Obr. 5.1 Postup pro stanovení Mezní teploty T g Mezní teplota T g je teplota, nad kterou je třeba při návrhu konstrukce uvažovat s uplatněním tečení (creepu) jako s jedním z hlavních degradačních mechanismů. Je definována jako průsečík teplotní závislosti meze kluzu R e (R p,0,2 ) stanovované zkouškou tahem a teplotní závislostí meze pevnosti při tečení R mt/t/t (viz obr. 5.1). R mt/t/t je statické tahové napětí vedoucí k porušení po době t na teplotě T, a je stanovováno zkouškami tečení do porušení. Při pracovní teplotě T < T g jsou meze pevnosti při tečení významně vyšší než mez kluzu a při návrhu konstrukce není tento degradační mechanismus třeba brát do úvahy. Pro stanovení dovoleného namáhání se proto používá statická mez kluzu (pro nízkolegované oceli T<cca 84
450 C). Při pracovní teplotě T T g procesy tečení probíhají a pro stanovení dovoleného namáhání se používá pevnost při tečení R mt/t/t nebo mez tečení R ε/t/t. Poměr pracovní teploty T a teploty tavení T t v K je znám pod názvem homologická teplota. 5.3 Křivka tečení ε t Křivka tečení vyjadřuje závislost deformace na čase při konstantní teplotě a úrovni tahového napětí. Na křivce vysokoteplotního tečení (T 0,4 T t a výše pro oceli a T 0,8 T t pro niklové slitiny) jsou rozlišována tři časová stádia (viz obr. 5.2) Obr. 5.2 Schematické znázornění třech časových stádií na křivce vysokoteplotního tečení V prvém stádiu, označovaném jako primární (tranzitní) tečení, klesá rychlost tečení s časem, neboť deformační zpevňování je výraznější než odpevňování. Při teplotách T 0,3 T t kde T t značí teplotu tavení, je primární tečení jedinou deformační odezvou materiálu. Někdy je označováno jako logaritmické tečení a uskutečňuje se i za nepřítomnosti tepelné aktivace. Druhé stádium je charakteristické lineární závislostí mezi deformací a časem a nazývá se sekundární tečení. K tomuto typu tečení dochází jen při dostatečně vysokých teplotách ( T 85
0,4.T t ), při kterých je proces zotavení schopen kompenzovat účinky deformačního zpevnění. Tento typ tečení má největší význam z praktického hlediska. Při napětích podstatně nižších než mez kluzu představuje podstatnou část celkové životnosti součástí pracujících za zvýšených teplot. Je-li aplikované napětí naopak vysoké, zkracuje se sekundární tečení až do inflexního bodu mezi primárním a terciárním tečením. Třetí stádium, označované jako terciární tečení, je charakteristické prudkým nárůstem deformační rychlosti až do vzniku lomu. Lomy jsou iniciovány jak dutiny (kavity) na hranicích zrn což má za následek interkrystalický charakter lomu (viz obr. 5.3) Obr. 5.3 Příklad creepového kavitačního poškození 5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení Mezi základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení patří: 1) Rychlost sekundárního creepu ustáleného tečení). s - rychlost tečení v sekundárním stádiu (stádium t 2) Mez pevnosti při tečení R mt/t/t tahové napětí, které při zvolené teplotě způsobí po určité předem stanovené době lom. 3) Mez tečení R ε/t/t napětí, které při zvolené teplotě vyvolá za určitou, předem stanovenou dobu, deformaci určité velikosti. Obvykle se vyznačuje mez tečení pro ε = 0,2% (při konstrukci turbín), nebo ε = 1,0 % (při konstrukci kotlů). Výpočtová doba 86
obvyklá pro vysokotlaké kotle a turbíny činí 2,25.10 5 hodin, pro letecké motory do 2.10 4 hodin. Jako pomocné charakteristiky, které určují dlouhodobou plasticitu materiálu, se při zkouškách tečení stanovují také lomová tažnost A r [%], resp. lomová kontrakce Z [%]. 5.5 Zkoušky tečení kovových materiálů jednoosým tahem Pro provádění zkoušek tečení je obecně stanoveno schéma, které uvádí, že je zapotřebí provést zkoušky při 2 až 4 úrovních teploty, odstupňovaných po 25 až 50 C, a při několika hodnotách napětí pro každou zvolenou teplotu, přičemž je žádoucí, aby zvolená zkušební napětí byla rovnoměrně rozdělena do oblasti nízkých a vysokých hodnot. Nejkratší doba do lomu by přitom neměla být kratší než asi 200 hodin a naopak nejdelší čas do porušení zkušebního tělesa musí dosáhnout nejméně 1/3 plánované životnosti materiálu (často je tato podmínka uváděna jako extrapolační poměr = 3). Stanovena je i nejvyšší hodnota teploty zkoušení, která by oproti předpokládané pracovní teplotě neměla být vyšší než o 50 C. Zkoušky tečení kovových materiálů jsou prováděny dle ČSN EN ISO 204 Kovové materiály Zkoušení tečení jednoosým tahem Zkušební metoda. Zkouška spočívá v ohřevu zkušebního tělesa na jmenovitou teplotu a jeho deformování konstantním tahovým zatížením nebo konstantním tahovým napětím aplikovaným ve směru podélné osy po jistý časový úsek nebo do lomu. Zkoušky tečení dělíme na: 1) Zkoušky s měřenou deformací, které umožňují stanovit rychlost sekundárního tečení a meze tečení R ε/t/t v závislosti na napětí a teplotě z křivek tečení ε t stanovených pomocí kontinuálního měření deformace v čase, které umožňuje sestrojit celou křivku tečení přerušovaných zkoušek, kdy jsou v pravidelných intervalech zkoušky odtíženy a deformace vyvolaná tečením je změřena zpravidla pomocí důlčíků na měrné části zkušebního tělesa. Na obr. 5.4 5.6 jsou uvedeny křivky tečení oceli P22 (10CrMo9-10) stanovené při teplotách 575 C, 600 C a 625 C kontinuálním měřením deformace v čase na zkušebních tělesech s břitem (viz kap. 5.5.1) o měrné délce 100 mm. 87
Obr. 5.4 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 575 C při napětích 160 MPa a 180 MPa Obr. 5.5 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 600 C při napětích 120 MPa a 140 MPa 88
Obr. 5.6 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 625 C při σ = 80 MPa, 90 MPa a 100 MPa Na obr. 5.7 jsou pak uvedeny závislosti rychlosti sekundárního tečení na napětí pro výše uvedené teploty v log log souřadnicích, které byly stanoveny z naměřených křivek tečení. Obr. 5.7 Závislosti rychlosti sekundárního creepu na napětí pro ocel P22 při teplotách 575 C, 600 C a 625 C. 2) Zkoušky do lomu při konstantním zatížení pro stanovení meze pevnosti při tečení R mt/t/t. Hodnoty pevnosti při tečení se stanovují zpravidla na základě krátkodobých 89
Čas do lomu (h) Předmět Speciální zkušební metody zkoušek tečení (viz obr. 5.8) a následné interpolace nebo extrapolace výsledků pro výpočtové doby. Prodlužování doby zkoušek garantuje větší jistotu a přesnost extrapolace výsledků zkoušek tečení a umožňuje verifikaci metod používaných pro přenos výsledků z krátkodobých zkoušek. Závazným požadavkem pro věrohodnou extrapolaci výsledků zkoušek tečení uvedeným v normě ISO 6303 (a také v materiálových normách žárupevných ocelí) je dosažení alespoň 30% doby do lomu, na kterou jsou výsledky extrapolovány (tedy právě 30 000 hodin pro extrapolaci na 100 000 hodin. 100000 10000 1000 450 C 475 C 500 C 525 C 100 St 35.8 10 10 100 1000 Napětí (MPa) Obr. 5.8 Závislosti čas do lomu napětí stanovené pro ocel St 35.8 pro čtyři teploty 5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles Pro zkoušky tečení jsou nejčastěji používána 1) hladká válcová zkušební tělesa s osazením (viz obr. 5.9, 5.10) 2) hladká válcová zkušební tělesa s břity (viz obr. 5.11) o jmenovitém průměru 3 < D 30 mm. Pro počáteční měrnou délku L 0 (délka mezi značkami měřené délky na zkušebním tělese měřená za okolní teploty před zkouškou) zpravidla platí L 0 90
> 5D. L c je zkoušená délka (délka rovnoběžné části zúženého průřezu zkušebního tělesa). Ve zvláštních případech může být průřez zkušebního tělesa čtvercový nebo obdélníkový či jiného tvaru. Obr. 5.9 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou uvnitř zkoušené délky Obr. 5.10 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou mimo zkoušenou délku Obr. 5.11 Zkušební těleso s malými břity 91
5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení V případě navrhování energetických a chemických zařízení, případně konstrukcí, jejichž součásti jsou během provozu vystaveny působení vysokých teplot a zároveň i zatížení a musí být tedy uvažováno tečení (creep) jako jeden z dominantních degradačních mechanizmů, je nezbytné znát dlouhodobé charakteristiky tečení. V případě součástí zařízení s předpokládanou životností okolo 200 000 provozních hodin (typická projektová životnost kotlů na fosilní paliva) je však nutné pro získání charakteristik tečení použít výsledky zkrácených zkoušek tečení, neboť provádění dlouhodobých zkoušek je časově velmi náročné, a tudíž velmi nákladné. Stále je ale nutné dbát na to, že pro spolehlivé stanovení meze pevnosti při tečení pro 200 000 hodin je nutné, aby nejdelší doba do lomu ukončené zkoušky při dané teplotě dosahovala nejméně 70 000 hodin (cca. 8 let). Tato podmínka je nezbytná při vývoji nových materiálů a stanovení jejich odolnosti proti tečení. V praxi se u materiálů již zavedených v příslušných materiálových normách nejčastěji provádí zkoušky tečení v rozmezí od 1 000 do 30 000 hodin, u kterých se následně pomocí různých extrapolačních metod získávají dlouhodobé charakteristiky tečení za 10 5 hodin. Srovnáním takto získaných hodnot meze pevnosti při tečení s materiálovými daty je možné posoudit, do jaké míry zkoušený materiál vyhovuje nebo nevyhovuje své specifikaci. Nejpoužívanější metody extrapolace výsledků zkoušek tečení se dělí do dvou základních skupin, a to na : metody grafické metody parametrické 5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení Metody grafické jsou obecně považovány za snadnější než metody parametrické. Své využití dále nacházejí například při hodnocení zbytkové životnosti materiálu po exploataci. Základní princip grafických metod extrapolace výsledků lze shrnout do tří základních bodů: sestavení bodového grafu, nejčastěji v bi-logaritmickém (log σ log t) nebo v semilogaritmickém systému (σ log t), vynesení izoterm R mt/t/t = f(t) nebo Rε/t/T = f(t), nebo t r = f(t) v rozmezí získaných výsledků, kde t r j doba do lomu, 92
prodloužení izoterm extrapolací na požadovanou dobu provozu (např. 2 10 5 h) a odečtení extrapolovaných vlastností, případě na zvolenou pracovní teplotu, což je postup, který se využívá nejčastěji při stanovení zbytkové životnosti. Jako největší problém při užívání grafických metod pro extrapolaci se jeví nedostatky vyplývající z použitého souřadnicového systému, a s tím související rozpětí doby trvání zkoušek. Provádí-li se zkoušky do lomu v širokém rozmezí napětí, dochází k tomu, že sklon přímky proložené experimentálními body závislosti σ t r v semilogaritmických nebo v bilogaritmických souřadnicích nemusí být konstantní a celá přímka je tak rozdělena do několika oddílů s různým sklonem. Každá změna sklonu pak odpovídá přechodu od jednoho deformačního mechanismu tečení k druhému. Závislost napětí doba do lomu t r je pak v obecném vyjádření určena křivkou, která se ohýbá směrem k nižším napětím (delším dobám do lomu) a při vyhodnocování zkoušek tečení tak může docházet k nebezpečnému nadhodnocování výsledků (viz obr. 5.12). Na tomto obrázku je ukázáno, jak na základě krátkodobých výsledků zkoušek tečení (omezených zde na 30 000 hodin, extrapolace je vyznačena tečkovanými čarami) dojde k nadhodnocení skutečné meze pevnosti při tečení v případě, že materiál vykazuje v daném teplotně-časovém intervalu změnu deformačního mechanizmu tečení. Opačný problém se bude projevovat při vyhodnocování zkoušek do lomu v semilogaritmických souřadnicích σ log t, kdy rovnice přímky má tvar:. (5.1) 93
Obr. 5.12 Nadhodnocení pevnosti při tečení při extrapolaci výsledků Tato závislost je pak určena křivkou, která se přiklání k vyšším hodnotám napětí a výsledky extrapolace mohou být tak značně podhodnoceny. Obecně platí, že nejsou-li zkoušky dostatečně dlouhé, nemůžeme přesně určit, která ze soustav je pro extrapolaci vhodnější, avšak platí, že za nižších teplot je vhodnější používat znázornění v bi-logaritmické soustavě log σ log t a za vyšších teplot (v oblasti zotavení) je vhodnější použít soustavu v semilogaritmických souřadnicích. 5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení Podstatou extrapolace pomocí parametrických metod je použití dat z relativně krátkodobých zkoušek tečení, které jsou zpravidla prováděny při vyšších teplotách, než je teplota provozní. V takovém případě je totiž mnohem pravděpodobnější, že se bude jak při zkoušce, tak i v provozních podmínkách uplatňovat stejný fyzikální mechanizmus tečení. Dvě základní proměnné zkoušek tečení teplotu a dobu tak převádíme pouze na jeden parametr, který je funkcí aplikovaného napětí. 94
Mezi existujícími rovnicemi a korelačními parametry lze jako nejznámější a nejpoužívanější uvést: metody, které jsou založeny na Arrheniově rovnici: - Larson Millerova (L-M), - Sherby Dornova (S-D), - Manson Haferdova (M-H), - Seifertova. metody, které jsou založeny na empirických rovnicích: - SVÚM. 5.6.2.1 Larson Millerova (L-M) parametrická metoda Pro odvození parametrického vztahu navrženého Larson Millerem se jako základ užívá Arrheniova rovnice, která vyjadřuje rychlost tečení jako funkci napětí a určuje ji jako časovou změnu tepelně aktivovaných procesů výrazem ve tvaru: f. Q d ( ) RT ( ) A. e (5.2) dt kde: A je konstanta, Q je aktivační energie, R je univerzální plynová konstanta (8,314 Jmol -1 K -1 ), T je teplota v K. Předpokládáme-li pro zjednodušení, že skutečná rychlost tečení během celé zkoušky bude neustále konstantní, potom platí: kde:. d dt t ε je velikost trvalé deformace na konci zkoušky, t je čas do lomu. (5.3) Původní Arrheniova rovnice (5.2) tak přejde do tvaru: 95
1 Q A ( RT ). e (5.4) t Označíme-li = C, pak po zlogaritmování a úpravě rovnice (5.4) vychází: Q R 2,3 T( C log t r ) P LM, (5.5) kde: P LM Larson Millerův parametr korelace, C materiálová konstanta bez fyzikálního významu. Přesnost dosažených výsledků výrazně závisí na hodnotě konstanty C, u které se v modelu předpokládá, že je nezávislá na napětí, teplotě a možná ani na materiálu. V praxi však bylo pozorováno, že v oblasti vysokých napětí nabývá konstanta C hodnot vyšších a naopak v oblasti nízkých napětí je konstanta C také nižší. Nesprávnou volbou velikosti konstanty C může být dosaženo chyb od ± 10 až ± 40%. Hodnotu konstanty C můžeme interpretovat jako extrapolovaný průsečík v závislosti log t r - 1/T (viz obr.5.13). U L-M parametrické metody se izonapěťové přímky protínají při hodnotách 1/T=0 a log t r = -C. Obr. 5.13 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Larson-Millerově modelu 96
Parametrický vztah navržený Larson Millerem je zpravidla vyjádřen jako lineární funkce log σ, při které rovnice (5) přechází do tvaru: T C log t) a 0 a.log (5.6) ( 1 Od používání této lineární regresní rovnice se však upustilo z důvodu, že v širokém rozpětí napětí neexistuje lineární závislost log t na log σ a z toho plyne, že ani závislost L-M parametru na log σ není lineární. Nejčastěji se proto v současnosti užívá polynomická L-M rovnice 2. nebo 3. řádu, kde závislost L-M parametru na log σ je vyjádřena polynomicky a např. pro L-M rovnici 3. řádu nabývá tvaru: 2 3 T( C log t) a0 a1.log a2.log a3. log (5.7) 5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda Při tomto přístupu je tečení považováno za tepelně aktivovaný proces, jehož základem je stejně jako u L-M parametru Arrheniův vztah. Jestliže je tečení tepelně aktivovaným jevem, pak změna teploty za jinak stejných podmínek musí mít vliv na rychlost tečení. S-D kritérium vychází z parametru Q RT t. e (5.8) na jehož základě lze říci, že hodnota deformace ε v případě konstantního napětí je jednoznačně určena funkcí veličiny, kterou lze označit: Q RT t. e (5.9) a která je funkcí teploty a času. Určité hodnotě creepové deformace při daném napětí vyjádřenou pomocí funkce θ i, pak odpovídají dvě různé teploty a časy, pokud mezi těmito dvojicemi platí vztah ve tvaru: Q Q RT1 RT n i t1. e... tn. e (5.10) 97
Následným zlogaritmováním rovnice (5.10), při uvažování podmínky lomu θ=θ r a času t=t r, dostaneme S-D parametrickou rovnici ve tvaru: PS D log r log tr Q/ RT (5.11) kde: P S-D Sherby-Dornův parametr, D konstanta. Parametr Sherbyho a Dorna má sice stejný teoretický základ jako parametr Larson-Millerův, ale v každém případě se vychází z jiných předpokladů, kterými je dosaženo odlišných rovnic. Hlavním rozdílem u obou parametrů je především závislost aktivační energie na napětí. U L- M parametru předpokládáme závislost aktivační energie na napětí, zatímco u S-D parametru nikoliv. Aktivační energie je tak směrnicí závislosti log t r na 1/T (viz obr. 5.14). Obr. 5.14 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Sherby-Dornově modelu 5.6.2.3 Manson Haferdova (M-H) parametrická metoda Manson Haferdem navržený parametrický vztah se zakládá čistě na empirických poznatcích, kdy byly zkoušky tečení prováděny při konstantním zatížení a proměnlivé teplotě. Při svých pozorováních odhalili odchylky vznikající při použití L-M parametrické rovnice, které, jak se domnívali, vznikají v důsledku nelineární závislosti log t r na 1/T. M-H parametr je proto 98
založen na empirickém poznatku, že závislost log t r na 1/T je pro řadu případů možné nahradit závislostí log t r na T a pro konstantní napětí tvoří přímku. Přímky odpovídajícím různým napětím konvergují okolo jednoho bodu, který má souřadnice [T a, log t a ] (viz obr. 5.15). M- H parametr je pro danou hodnotu napětí dán jako převrácená hodnota směrnice dané přímky ve tvaru: P M H log tr log t T T a a (5.12) kde: P M-H - Manson-Haferdův parametr, log t a, T a materiálové charakteristiky. Obr. 5.15 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Manson-Haferdově modelu 5.6.2.4 Seifertova metoda Další často užívanou parametrickou metodu představuje rovnice Seifertova. Ta vyjadřuje aplikované napětí (mez pevnosti při tečení) jako kvadratickou funkci teplotně-časového parametru P ve tvaru: log 2 A0 A1 P A2 P (5.13) 99
kde: σ aplikované napětí (mez pevnosti při tečení), A 0,1,2 konstanty, P teplotně-časový parametr, který je pro tuto rovnici definován vztahem: 4 P T( C log tr ).10 (5.14) 5.6.2.Rovnice SVÚM Rovněž v podmínkách České republiky často užívanou rovnicí pro extrapolaci výsledků zkoušek tečení je rovnice, která byla vyvinuta v dřívějším Státním výzkumném ústavu materiálu (SVÚM), jejíž konstanty byly v minulosti pro některé nejpoužívanější čs. žárupevné oceli uvedeny také přímo v materiálových normách. Tato parametrická rovnice, na rozdíl od předchozích, nevychází z fyzikálních modelů, tedy Arrheniovy rovnice, nýbrž je založena čistě na rovnicích empirických, které vyjadřují závislost doby do lomu na aplikovaném napětí a teplotě funkcemi ve tvaru: log( t) A1 A2. f ( T) A3 f ( T). g ( ) A4. g ( ), (5.15) 1 1 f ( T) log (5.16) T A s q ) log sinh (. T. A ) (5.17) ( 6 kde: T je teplota, A jsou konstanty. 1 6 Je pochopitelné, že pro výpočet takto složitých soustav rovnic s více proměnnými, které navíc nejsou lineárně závislé, je nezbytné využívat výpočetní techniku. 100
Napětí, MPa Předmět Speciální zkušební metody 5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tečení pomocí parametrických rovnic Na obr. 5. 16 až 5.19 jsou na příkladu jedné tavby z oceli P 91 (X10CrMoVNbN 9-1) ukázány výsledky zpracování zkoušek tečení pomocí jednotlivých parametrických rovnic. Tato tavba byla zkoušena při teplotách 575, 600 a 625 C a celková doba zkoušení přesáhla 315 tisíc hodin. Datový soubor obsahoval také zkoušky s dobou do lomu i více než 40 000 hodin. U takto rozsáhlých souborů jsou výsledky odhadu meze pevnosti při tečení na samotném postupu jejich extrapolace velmi málo závislé, jak je z uvedených obrázků patrné. Většina programů zkoušek tečení je zaměřena hlavně na ověřování aktuální žárupevnosti dané oceli daného výrobce, neboť dlouhodobá žárupevnost sice není a ani nemůže být předmětem přejímacích zkoušek u dodavatele hutních výrobků, avšak v evropské normě pro výrobu kotlů je pro součásti pracující v oblasti tečení uvedena podmínka, že dodavatel materiálu musí poskytnout výrobci kotlů písemné prohlášení uvádějící, že dodaný výrobek splňuje stanovené vlastnosti a že výrobní procesy jsou stejné jako u použitých ocelí, u nichž byly získány výsledky zkoušek. 1000 P91 tavba 0789 L - M 1. řádu 100 575 C 600 C 625 C 10 10 100 1000 10000 100000 Čas, hod Obr. 5.16 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L-M rovnicí 1. řádu 101
Napětí, MPa Napětí, MPa Předmět Speciální zkušební metody 1000 P91 tavba 0789 L - M 3. řádu 100 575 C 600 C 625 C 10 10 100 1000 10000 100000 Čas, hod Obr. 5.17 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L M rovnicí 3. řádu 1000 P91 tavba 0789 Seifertova rovnice 100 575 C 600 C 625 C 10 10 100 1000 10000 100000 Čas, hod Obr. 5. 18 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí Seiferta 102
Napětí, MPa Předmět Speciální zkušební metody 1000 P91 tavba 0789 Rovnice SVÚM 100 575 C 600 C 625 C 10 10 100 1000 10000 100000 Čas, hod Obr. 5. 19 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí SVÚM Z charakteristik tečení jednotlivých ocelí jsou v materiálových normách uvedeny v tabelární formě teplotně-časové závislosti středních hodnot meze tečení a meze pevnosti při tečení. Pro konstrukční účely se pak pracuje s hodnotami minimálními, které představují 80% středních hodnot. Tento přístup je vyvolán skutečností, že odolnost proti tečení dané značky oceli se může lišit až o 20% v důsledku: povoleného rozptylu chemického složení v rámci jedné značky oceli, jiného obsahu doprovodných a stopových prvků a jiné mikročistoty oceli, chemické heterogenity materiálu, rozdílného způsobu výroby jak oceli, tak i výsledného hutního výrobku. rozdílného tepelného zpracování, a tedy rozdílné mikrostruktury, která má na žárupevnost velmi významný vliv, chyb při stanovování žárupevnosti v creepových laboratořích, rozdílných pracovních a zkušebních podmínek daného materiálu, technologických a konstrukčních vlivů. Charakteristiky tečení jednotlivých značek žárupevných ocelí a slitin jsou po harmonizaci českých materiálových norem s normami EU uvedeny jak v materiálových, tak i ve výrobkových normách, například: 103
ČSN EN 10302: Žáropevné oceli, niklové a kobaltové slitiny ČSN EN 10028-2 Ploché výrobky z ocelí pro tlakové účely - Část 2: Nelegované a legované oceli se stanovenými vlastnostmi pro vyšší teploty ČSN EN 10216-2: Bezešvé ocelové trubky pro tlakové nádoby a zařízení - Technické dodací podmínky - Část 2: Trubky z nelegovaných a legovaných ocelí se zaručenými vlastnostmi při zvýšených teplotách ČSN EN 10222-2: Ocelové výkovky pro tlakové nádoby a zařízení - Část 2: Feritické a martenzitické oceli V tab. 6.1 jsou hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH uvedené v Příloze A normy ČSN EN 10216-2 Tab. 6.1 Hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH Označení oceli Teplota Hodnoty meze pevnosti při tečení v (MPa) a)b)c)d) Značka P235GH P265GH Číselné označení 1.0345 1.0425 C 10 000 h 100 000 h 200 000 h 250 000 h 400 182 141 128 122 410 166 128 115 109 420 151 114 102 97 430 138 100 89 86 440 125 88 77 74 450 112 77 66 64 460 100 66 56 54 470 88 56 46 44 480 77 47 33 30 490 67 39 26-500 58 32 24-104
Shrnutí pojmů Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Anelastická deformace Tečení materiálu (creep) Mezní teplota T g Křivka tečení Rychlost sekundárního tečení Mez pevnosti při tečení Mez tečení Homologická teplota Larson Millerův parametr Sherby Dornův parametr Otázky k probranému učivu 1) Co rozumíme pod pojmem tečení materiálu? 2) Co určuje mezní teplota T g? 3) Jak je definována mez pevnosti při tečení? 4) Co to je homologická teplota? 5) Jaké znáte metody extrapolace výsledků zkoušek tečení? 6) Jaké znáte parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení? 7) Jak je vyjádřen Larson Millerův parametr? 105
Úlohy k řešení V tabulce jsou uvedeny výsledky zkoušek tečení oceli P22 při teplotách 525 C, 550 C, 575 C a 600 C. Vyneste závislost napětí na Larson Millerově parametru ve tvaru P L-M = (T + 273). [C L-M + log(t)], C L-M = 20. Číslo Teplota T Napětí σ Čas t Tažnost Kontrakce zkoušky ( C) (MPa) (hod) (%) (%) 1 525 280 14 43,6 83,2 2 525 255 57 32,8 85,5 3 525 235 173 38,4 85,2 4 525 210 359 48,8 87,7 5 525 190 726 62,6 88,3 6 525 165 2602 45,6 85,9 7 525 145 5772 41,6 83,3 8 525 125 16072 35,6 78,3 9 525 115 30734 38,6 79,3 10 550 240 160 32,0 87,0 11 550 215 327 60,0 89,3 12 550 190 399 46,8 86,7 13 550 165 422 58,8 88,2 14 550 145 962 48,4 84,2 15 550 125 2834 42,8 87,7 16 550 105 11309 46,3 83,0 17 575 180 49 57,6 85,3 18 575 150 211 56,0 86,8 19 575 130 798 54,0 86,9 20 575 110 2065 48,8 83,6 21 575 90 6407 51,9 87,2 22 575 80 16491 41,8 78,0 23 575 75 19699 28,0 70,0 24 600 155 51 55,2 87,3 25 600 140 124 44,6 81,9 26 600 110 466 60,8 91,1 27 600 95 849 56,4 91,7 28 600 85 1398 56,4 91,7 29 600 65 4891 52,0 83,5 30 600 50 15633 56,3 92,5 31 600 40 21040 40,6 93,7 106
Použitá literatura [1] HERNAS, A. JONŠTA, Z. TVRDÝ, M. ČÍŽEK, L. PURMENSKÝ, J.: Žárupevné oceli a slitiny. Vydavateľstvo ZUSI Žilina, ISBN 80-968605-6-9. [2] ČSN EN 12952-2 Vodotrubné kotle a pomocná zařízení Část 2: Materiály pro části kotlů a příslušenství namáhaných tlakem. [3] ASM Handbook, Volume 8, Mechanical Testing and Evaluation. [4] ČSN EN ISO 204 Kovové materiály Zkoušení tečení jednoosým tahem Zkušební metoda. Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní zkušebnictví, říjen 2009. [5] STRNADEL, B.: Řešené příklady a technické úlohy z materiálového inženýrství. Ostravské tiskárny, a.s., 1998. 107
6. Hodnocení konstrukčních ocelí vůči koroznímu praskání ve vodním prostředí o teplotě 23 300 C. Čas ke studiu: 2 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět Definovat pojem korozního praskání pod napětím. Definovat faktory, které ovlivňují proces korozního praskání. Popsat závislost rychlosti růstu korozní trhliny na faktoru intenzity napětí K. Definovat prahovou hodnotu pro výskyt korozního praskání. Definovat faktory ovlivňující proces korozního praskání ve vodních prostředích. Popsat mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích. Popsat postup pro hodnocení odolnosti vůči koroznímu praskání pod napětím. Výklad 6.1. Úvod U řady zařízení jaderné i klasické energetiky a konstrukcí vyrobených z vysoko pevných ocelí, vystavených v průběhu dlouhodobého provozu působení vodního prostředí, bylo jako příčina výskytu trhlin o velikosti převyšující přípustné vady označeno korozní praskání. Pod pojmem korozní praskání rozumíme iniciaci a stabilní růst trhlin v důsledku současného působení tahového napětí (od statického vnějšího zatížení resp. vlastních pnutí) a korozního prostředí. K iniciaci a stabilnímu růstu trhliny v důsledku tohoto procesu však dochází pouze tehdy, jestliže vlastnosti prostředí, stav napjatosti a vlastnosti materiálu současně dosáhnou jisté kritické úrovně. V opačném případě nemusí k iniciaci a růstu trhliny vůbec dojít. 108
Proces korozního praskání ve vodních prostředích je ovlivněn velkým množstvím faktorů (viz obr. 6.1), které lze rozdělit do tří hlavních skupin: 1. faktory zahrnující vliv způsobu namáhání, především pak stav napjatosti v kritických místech konstrukce, 2. podmínky exploatace (vlastnosti vodního prostředí, teplotní režim) 3. metalurgické faktory. Obr. 6. 1 Faktory, jejichž současné působení je příčinou iniciace a stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích Rostoucí nároky na provozní parametry, životnost a spolehlivost výše uvedených konstrukcí a zařízení vedou jak ke změnám v práci konstruktérů a technologů, tak i k rozšiřování požadavků kladených na konstrukční materiály. Podkritické vady přípustné velikosti mohou vzniknout i jiným mechanismem, zpravidla během výroby, a jsou v některých typech konstrukcí přítomny již při jejich uvádění do provozu. Etapa iniciace trhliny může být v těchto případech potlačena a nebo mizí úplně. Přítomnost vad typu trhlin v provozované konstrukci tak vede k požadavku, aby nově vyvíjené konstrukční materiály měly co nejlepší vlastnosti nejen ve fázi iniciace, ale i ve fázi stabilního růstu trhlin. Studiu zákonitostí stabilního růstu trhlin je věnována značná pozornost od počátku 70. let, kdy je zaváděna nová koncepce návrhu konstrukcí, tzv. koncepce damage tolerance, která připouští iniciaci a stabilní růst vad i v průběhu provozování konstrukce. Stabilní růst 109
vad typu trhlin lze popsat buď pomocí základního parametru lineární lomové mechaniky - faktoru intenzity napětí K MPam 1/2 a/nebo pomocí parametrů elasto-plastické lomové mechaniky rozevření čela trhliny [mm] resp. J-integrálu [N/mm]. Na obr. 6.2 je schematicky znázorněna závislost rychlosti růstu korozní trhliny na faktoru intenzity napětí K v důsledku korozního praskání. Stabilní růst trhlin korozním praskáním je charakteristický existencí prahové hodnoty K ISCC. Celou závislost da/dt vs K je možno rozdělit na tři významně odlišná stádia. V prvém stádiu existuje velmi silná závislost rychlosti růstu korozní trhliny na K. Ve druhém stádiu (po dosažení hodnoty K p a jí odpovídající rychlosti růstu trhliny (da/dt) p je rychlost růstu nezávislá a/nebo velmi slabě závislá na úrovni K. Nezávislost rychlosti růstu trhliny na K svědčí o tom, že rychlost růstu je v této oblasti řízena rychlostí elektrochemických reakcí, kinetikou transportu aniontů nebo kationtů k čelu trhliny nebo dalšími faktory nemechanického původu. Kp da ( ) dt p K = KIC log (da/dt) K ISCC log K Obr. 6.2 Schematické znázornění kinetiky růstu trhliny za současného působení statického namáhání a korozního prostředí. Úroveň rychlosti (da/dt) p závisí na vlastnostech systému ocel/vodní prostředí. Ve třetím stádiu vzrůstá opět rychlost korozní trhliny s K až do dosažení lomové houževnatosti K IC. 6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích Pro systém vodní prostředí/ocel jsou z literatury známy dvě základní příčiny 110
1. vodíkové zkřehnutí mikroobjemu materiálu před čelem rostoucí trhliny, 2. anodické rozpouštění na čele rostoucí trhliny. Oba mechanismy mohou působit současně, neboť atomární vodík je uvolňován hydrolýzou iontů železa, tedy jako důsledek anodického rozpouštění na čele trhliny. O tom, který z mechanismů se v daném konkrétním případě uplatní dominantním způsobem rozhodují: 1. vlastnosti materiálu a to především jeho chemické složení, mikrostruktura a mez kluzu, 2. parametry určující vlastnosti vodního prostředí a to především teplota, korozní potenciál, ph vody, vodivost, koncentrace aniontů, 6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí Pod pojmem vodíkového zkřehnutí rozumíme pokles plastických vlastností materiálu způsobený přítomností vodíku. Na vodíkové zkřehnutí je možno pohlížet ze dvou zorných úhlů: 1. Vnitřní vodíkové zkřehnutí bez přítomnosti korozního prostředí, jež je způsobeno vodíkem pohlceným v materiálu při výrobě, tepelném zpracování nebo různých technologických operacích. 2. Vnější vodíkové zkřehnutí, jež je vyvoláno atomárním vodíkem, který je ve styku s povrchem kovu, nebo je na volném povrchu kovu uvolněn z okolního prostředí obsahujícího ionty vodíku (např. H 2 O, H 2 S). Stabilní růst trhlin vyvolaný současným působením statického namáhání a vodního prostředí, je řízen posloupností na sebe navazujících procesů, které jsou schematicky znázorněny na obr. 6. 3. Mezi tyto dílčí procesy patří: Transport korozního prostředí k čelu trhliny. Elektrochemické reakce korozního prostředí s nově vytvořenými povrchy, které vedou k uvolnění vodíku. Absorbce vodíku na čele trhliny. Transport vodíku do oblastí, ve kterých vyvolává zkřehnutí. 111
Interakce vodík-kov vedoucí ke zkřehnutí (snížení kohezní pevnosti hranic zrn, ovlivnění pohyblivosti dislokací, atd.). Výsledná rychlost růstu trhliny je potom řízena nejpomalejším z výše uvedených procesů ii 3 H 2 O H Fe 2+ + H 2 O FeOH + + H + H + + e H H H H H Fe H Fe C KR Obr. 6. 3 Schematické znázornění procesů vedoucích k vodíkovému zkřehnutí při stabilním růstu trhlin ve vodním prostředí. Na obr. 6.4 jsou shrnuty výsledky měření rychlosti růstu korozní trhliny v režimu P= konst. (korozní praskání) na faktoru intenzity napětí K v provzdušněné destilované vodě o teplotě 30 o C,50 o C,70 o C a 90 o C u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo. Získaná závislost je charakteristická: 1. Výskytem prahové hodnoty K ISCC, která je nezávislá na teplotě vody. 2. Výskytem dvou stádií, které se liší silou vazby rychlosti růstu trhliny na K. V prvém stadiu, po dosažení prahové hodnoty K ISCC, závisí rychlost růstu trhliny velmi silně na K a nezávisí na teplotě destilované vody. Hodnota K ISCC vypočtená ze získaných výsledků pro da/dt = 1.10-7 mm/s je rovna K ISCC = 13,5 MPa.m 1/2. 112
d2a/dt [mm/s] Předmět Speciální zkušební metody 38MnSiCr2Ni2Mo 0,002%S; Rp0,2=1 610 MPa P=konst. d 2a A exp ( dt Q RT Q = 32 700 + 8 400 J/mol ) Symbol T[ C] 30 50 70 90 K [MPa m 1/2 ] Obr.6.4 Vliv teploty vody v rozmezí 30 90 o C na kinetiku růstu korozních trhlin v důsledku korozního praskání u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo s nízkým obsahem síry (0,002%) a fosforu (0,006%). Ve druhém stadiu je rychlost růstu trhliny závislá pouze na teplotě vody. Aktivační energie řídícího procesu vypočtená z výsledků měření ve druhém stadiu je rovna Q = 32 700 8400 J/mol. Na základě porovnání aktivačních energií pro růst únavových trhlin a pro růst trhlin v důsledku korozního praskání lze konstatovat, že stabilní růst trhlin je řízen, pro oba způsoby zatěžování jedním procesem. Vypočtené aktivační energie jsou v dobré shodě 113
s aktivační energií rozpustnosti vodíku v mřížce železa uvedenou v práci 26 (Q = 28 600 J/mol). Fraktografický rozbor lomových ploch vytvořených stabilním růstem trhliny v důsledku korozního praskání prokázal, že k stabilnímu růstu trhliny došlo výhradně mezikrystalickou dekohezí původních austenitických zrn (viz obr. 6.5). Obr. 6.5 Morfologie lomové plochy vytvořená stabilním růstem trhliny u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo v důsledku korozního praskání ve vodě 70 o C teplé. 6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění Existuje řada literárních důkazů o tom, že stabilní růst trhliny v důsledku korozního praskání ve vodním prostředí o teplotě vyšší než 250 o C oproti růstu na vzduchu je, jak u nízkolegovaných bainitických ocelí, tak u austenitických nerezavějících ocelí především důsledkem uplatnění mechanismu anodického rozpouštění. Stabilní růst trhliny vyvolaný přítomností vodního prostředí a tahového napětí je v tomto případě důsledkem periodického opakování procesu porušování oxidického filmu na čele trhliny, anodického rozpouštění na čele trhliny a následné pasivace obnažených povrchů. Vzrůst deformace na čele trhliny, potřebný pro porušení filmu oxidu může být vyvolán monotónně rostoucím zatížením, resp. tečením (creep process) při konstantním zatížení. Po porušení oxidického filmu je obnažené čelo trhliny vystaveno působení vodního prostředí, jehož agresivita závisí na koncentraci aniontů u špice trhliny. 114
Agresivní prostředí je u špice trhliny udržováno a posilováno rozpouštěním vměstků MnS a/nebo gradientem potenciálu mezi ústím trhliny a jejím čelem, který závisí na koncentraci kyslíku rozpuštěného ve vodě. Čelo trhliny postupuje v důsledku anodického rozpouštění. Současně dochází k postupnému pokrývání čela trhliny rostoucí pasivační vrstvou a postup trhliny se zpomaluje. O etapovitém charakteru porušení, jenž je důsledkem periodického opakování procesů porušování oxidického filmu, anodického rozpouštění a následné pasivace obnažených povrchů na špici trhliny svědčí charakteristické fraktografické znaky pozorované na lomových plochách vytvořených stabilním růstem trhliny v důsledku korozního praskání, jejichž charakter uspořádání připomíná striace (viz obr.6.6). Obr. 6.6 Mikromorfologie lomové plochy vytvořené při pomalém zatěžování (. u =0,0005mm/min.) CT tělesa z oceli 08Ch18N10T v odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 275 o C s přídavkem 100 ppm Cl - Kinetika stabilního růstu trhliny v důsledku anodického rozpouštění závisí na tom, jak způsob namáhání, vlastnosti prostředí a vlastnosti materiálu ovlivňují rychlost obnovy vodního prostředí u čela trhliny, rychlost porušování oxidického filmu a rychlost pasivace obnažených povrchů na špici trhliny. Rychlost růstu trhliny mechanismem anodického rozpouštění lze pomocí Faradayova zákona s výhodou vztáhnout k množství kovu rozpuštěného na čele trhliny. 115
v da dt M i( t) z.. F (6.1) kde M a ρ * jsou atomová hmotnost a měrná hmotnost kovu před čelem trhliny, F je Faradayova konstanta (F=96500 C.mol -1 ) z je průměrný počet elektronů účastnících se procesu oxidace jednoho atomu kovu, i(t) je časová závislost proudové hustoty, která je vyvolána korozními procesy na čele trhliny 6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod napětím Nejčastěji používanou metodou pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání ve vodním prostředí je metoda zkoušení při malé rychlosti deformace dle ČSN ISO 7539-7. Hladká válcová tělesa a/nebo zkušební tělesa s počáteční únavovou trhlinou jsou zatěžována rychlostí pohybu příčníku zatěžovacího stroje pomalou rychlostí 10-3 10-7 mm/min. a porovnávána s výsledky zkoušek prováděných na vzduchu při zvolené teplotě. U hladkých válcových těles je citlivost ke koroznímu praskání vyjadřována jako poměr kontrakce Z stanovená v korozním prostředí a kontrakce materiálu stanovená na vzduchu. U zkušebních těles s počáteční únavovou trhlinou jsou porovnávána R křivky (závislosti J Δa, resp. ö Δa) stanovené na vzduchu a v korozním prostředí (viz obr. 6.7). Na tomto obrázku jsou uvedeny R křivky stanovené pro ocel 10GN2MFA v provzdušněné a odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 250 o C a 290 o C při rychlosti pohybu příčníku u=1,7.10-5 mm/s. Při teplotách vody 250 o C a 290 o C je odolnost oceli 10GN2MFA vůči koroznímu praskání významně závislá na koncentraci kyslíku rozpuštěného ve vodě. Snížení koncentrace kyslíku rozpuštěného ve vodě pod 10 ppb mělo u sledované tavby oceli 10GN2MFA (S=0,008%) za následek potlačení výskytu korozního praskání. 116
[mm] Předmět Speciální zkušební metody 10GN2MFA C(T), B = 11 mm DEMI voda, 250 C, 290 C rychlost pohybu příčníku 0,001 mm/min 0,7 0,3 vzduch 290 C 0,1 T [ C] O 2 10 ppb O 2 5 ppm 250 290 0,05 0,02 0,01 0,1 0,2 0,5 1,0 2,0 a [mm] Obr. 6.7 Závislosti δ Δa stanovené při rychlosti pohybu příčníku 1,7.10-5 mm/s při dvou významně odlišných koncentracích kyslíku při teplotách 250 o C a 290 o C. 117
Shrnutí pojmů Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Korozní praskání pod napětím. Prahová hodnota K ISCC pro výskyt korozního praskání. Mechanismus vodíkového zkřehnutí. Mechanismus anodického rozpouštění. Absorpce vodíku na čele trhliny Otázky k probranému učivu 8) Co rozumíme pod pojmem korozní praskání? 9) Co určuje prahová hodnota K ISCC? 10) Co rozumíme pod pojmem vodíkové zkřehnutí? 11) Jaké dílčí procesy vedou k vodíkovému zkřehnutí při stabilním růstu trhlin ve vodním prostředí? 12) Jaké dílčí procesy řídí mechanismus anodického rozpouštění? 13) Jaký znáte postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání? Použitá literatura [1] MATOCHA, Karel: Korozní únava a korozní praskání konstrkčních ocelí ve vodních prostředích o teplotě 20 300 C. Habilitační práce. VŠB TU Ostrava, 2006. [2] ČSN EN ISO 7539-7 Koroze kovů a slitin Zkoušky koroze za napětí Část 7: Zkoušení při malé rychlosti deformace. [3] Corrosion issues in light water reactors. Stress corrosion cracking.european Federation of Corrosion Publication Number 51. Edited by D. Féron and J.- M. Olive, Woodhead publishing limited, Cambridge England. ISSN 1354-5116. 118
7. Hodnocení ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích obsahujících sulfan (H 2 S). Čas ke studiu: 2,5 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět Definovat základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu. Vyjmenovat normy na hodnocení ocelí vůči HIC a SSC. Popsat postup pro hodnocení ocelí vůči HIC. Popsat co vyjadřují parametry CLR, CTR, CSR a CAR. Vyjmenovat normu pro hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu. Vyjmenovat čtyři základní zkušební metody popsané v normě NACE TM 0177-2005. Popsat rozdíl mezi hodnocením odolnosti vůči sulfidickému praskání pod napětím a korozním praskáním pod napětím dle NACE TM 0177-2005. Výklad 7.1 Úvod Bezešvé trubky a ocelové plechy používané k výrobě svařovaných potrubí pro těžbu a dopravu ropy a zemního plynu, k výrobě nádrží na skladování ropy a tlakových nádrží v ropných rafinériích jsou vystaveny vlhkému kyselému prostředí, které obsahuje určitý podíl sulfanu H 2 S (dříve sirovodík). Sulfan je bezbarvý plyn zapáchající po zkažených vejcích. 1) Je prudce jedovatý (smrtelné otravy může způsobit v dávkách 1000 2000 ppm), 2) je těžší než vzduch, 3) snadno se zkapalňuje, 4) je dobře rozpustný ve vodě (0,4g/100 ml při 20 C). 119
Z kapalných i plynných prostředí obsahujících určitý podíl sulfanu může pronikat do materiálu vodík a způsobit jeho degradaci. Rozpouštěním ve vodě vzniká kyselina sirovodíková H 2 S. Obecně se předpokládá, že atomární vodík vzniká v prostředích sulfanu díky disociaci sulfanu za přítomnosti vody v souladu s následujícími reakcemi: Anodická reakce Fe Fe 2+ + 2e - Disociace sulfanu Katodická reakce H 2 S + H 2 O H + + HS - + H 2 O 2H + + S 2- + H 2 O 2e - + 2H + + Fe 2+ + S 2-2H ads + FeS Celková reakce se někdy zjednodušeně zapisuje následovně: Fe + H 2 S FeS + 2H ads Uvedené reakce mohou probíhat jak v plynných, tak v kapalných médiích, v případě plynů je však nutná přítomnost určitého podílu vlhkosti. Ve zcela suchém plynu se degradační účinky sulfanu neprojeví, protože nedojde k jeho disociaci. Vždy se jedná o kyselá prostředí a účinek sulfanu je zvýrazněn při nižších hodnotách ph. 7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu V případě uhlíkových a nízkolegovaných ocelí bývají rozlišovány tři základní typy degradačních mechanismů v prostředí obsahujícím sulfan. Jedná se o vodíkem indukované praskání (HIC hydrogen induced cracking), dále sulfidické praskání pod napětím (SSC sulphide stress cracking) a konečně napěťově orientované vodíkem indukované praskání (SOHIC Stress Oriented Hydrogen Induced Cracking). Jak už z názvů vyplývá, projevují se všechny uvedené typy poškození vznikem trhlin v oceli. Charakter trhlin je pro jednotlivé typy vodíkové křehkosti schematicky znázorněn na obr. 6.1. 120
Obr. 6.1 Schématické znázornění charakteru trhlin u základních druhů vodíkové křehkosti v prostředí sulfanu 7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC) S tímto typem poškození je možné se setkat především u potrubí a plechů z uhlíkmanganových ocelí o nižší pevnostní úrovni (mez pevnosti v tahu menší než cca 550 MPa) používaných pro ropovody, plynovody, zásobníky plynu, ropy, resp. tlakové nádrže v ropných rafineriích. Jedná se o formu vnitřního poškození vodíkem bez spolupůsobení vnějšího zatěžování. Někdy se tento typ poškození označuje jako stupňovité praskání (Stepwise Cracking SWC) vzhledem k charakteru trhlin, které mohou tvořit na metalografických výbrusech charakteristické stupně. Vzniknou-li trhliny v blízkosti povrchu, může dojít ke vzniku puchýřů na povrchu. Příklady poškození mechanizmem vodíkem indukovaného praskání jsou dokumentovány na obr. 6.2 Teorie, která v daném případě zcela uspokojivě vysvětluje vznik trhlin, je nejstarší teorie vodíkové křehkosti, tj. teorie aerostatického napětí. Vodík, který se dostává do oceli v důsledku elektrochemických reakcí, rekombinuje v příznivých místech kovové matrice, vyvolá zde lokálně vysoká pnutí, což může mít za následek až vznik trhlin (viz obr. 6.2). Potencionálními místy pro rekombinaci vodíku jsou zřejmě rozhraní nekovových vměstků a kovové matrice a dále segregační pásy v oceli. 121
korozní prostředí puchýř tloušťka přímé trhliny materiálu stupňovitá trhlina 1 mm Obr. 6. 2 Příklady poškození oceli vodíkem indukovaným praskání 7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím Tento typ poškození je nejčastěji problémem materiálu o střední, někdy i vyšší pevnostní úrovni, které jsou namáhány vnějším zatížením. K poškození tedy dochází za současného působení tahových napětí a prostředí obsahujícího sulfan. Nejdůležitějšími parametry, které ovlivňují agresivitu prostředí je ph prostředí a parciální tlak sulfanu. Předpokládá se, že u tohoto poškození přísluší hlavní účinek atomárnímu vodíku, který vyvolá vodíkovou křehkost oceli v souladu s obecně uznávanými mechanismy (dekohezní teorie, teorie kritické koncentrace vodíku, event. I teorie interakce vodík plastická deformace) a za spolupůsobení tahových napětí pak vede i iniciaci a růstu trhlin. Na základě analýzy výsledků laboratorních zkoušek i provozních zkušeností je možno konstatovat, že 122
náchylnost k sulfidickému praskání pod napětím vzrůstá s nárůstem tvrdosti (pevnosti) materiálu, resp. s výskytem lokálně tvrdších oblastí ve struktuře oceli. Charakteristickým projevem degradace kovových materiálů při současném spolupůsobení vodíku a vnějšího zatěžování je vznik, tzv. rybích ok. Jedná se o okrouhlé kvazi-štěpné oblasti, v jejichž středu se nachází, nebo nacházel, nekovový vměstek, který inicioval poškození materiálu. (viz obr. 6.3). Obr. 6.3 Výskyt rybích ok na lomové ploše oceli X60 7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání Tento zvláštní typ vodíkové křehkosti se vyskytuje především v tepelně ovlivněných oblastech svarových spojů. Typickým znakem je přítomnost trhlin rovnoběžných s povrchem, které jsou v řadě nad sebou a jsou někdy částečně propojeny úseky kolmými k povrchu materiálu. Převládá domněnka, že poškození souvisí s existencí změkčených zón v tepelně ovlivněné oblasti, které byly vyžíhány v interkrystalickém intervalu teplot, tj. mezi A C1 a A C3. Při vnějším zatěžování, resp. při vyšší úrovni vnitřních pnutí mohou být tyto oblasti namáhány až nad mezí kluzu, což může zapříčinit vznik trhlin, neboť může dojít k výrazné interakci vodík-plastická deformace. Tento typ vodíkové křehkosti se může projevit i u kvalitních ocelí, které jsou jako základní materiály odolné vůči vodíkem indukovanému praskání. 123
7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu Pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC se dlouhodobě (od roku 1984) používá norma NACE (National Association of Corrosion Engineers) NACE TM 0284-2011 Standard Test Method Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to Hydrogen- Induced Cracking. V roce 2000 vešla v platnost rovněž norma ČSN EN 10229 Hodnocení odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných vodíkem (HIC). Hodnocení dle této normy je v podstatě shodné s normou NACE. Pro hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu je používána norma NACE Standard TM 0177 2005: Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H 2 S Environments. Sulfidické korozní praskání je označováno porušování, ke kterému dochází při okolní teplotě, korozním praskáním pod napětím pak porušování, ke kterému dochází při zvýšených teplotách. Zkušební postup pro hodnocení odolnosti uhlíkových a nízkolegovaných ocelí vůči SSC pro kyselá prostředí je uveden v ČSN EN ISO 15 156-2 a pro korozivzdorné a ostatní slitiny odolné proti tvorbě trhlin v normě ČSN EN ISO 15156-3. 7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC). Zkouška spočívá v metalografickém hodnocení výskytu trhlin na výbrusech tří vzorků, o rozměrech 100mm x 20 mm x tloušťka, které byly předtím exponovány v kyselém zkušebním roztoku nasyceném sulfanem, při teplotě 25 ± 3 o C. Odběr zkušebních vzorků pro expozici závisí na tloušťce posuzované součásti a je pro plechy uveden pro na obr. 6.3. Všechny vzorky se předem připraví s rozměry o 0,25 mm většími, než je konečná tloušťka případně výška. Tento přídavek se pak oboustranně odstraní broušením za mokra na rotujícím kotouči nebo jiným srovnatelným způsobem. Hlavní plochy zkušebních těles se pak obrousí standardním metalografickým způsobem brusným papírem se zrnitostí 320. Expozice vzorků musí být provedena ve vzduchotěsných spojených nádobách, které jsou dostatečně velké k pojmutí vzorků (viz obr. 6. 4). Podle NACE TM 0284 musí být poměr objemu roztoku a plochy vzorků nejméně 3 ml/cm 2. 124
hlavní směr válcování 100 ± 1 20 ± 1 T 30 T = tloušťka hlavní směr válcování 100 ± 1 max. 30 1 30 < T 88 20 ± 1 hlavní směr válcování max. 30 1 T > 88 20 ± 1 Obr. 6.3 Odběr vzorků pro expozici podle tloušťky plechu 125
Obr. 6.4 Vzduchotěsné nádoby používané pro expozici vzorků ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM, s.r.o. Vzorky jsou ukládány do nádob způsobem schematicky znázorněným na obr. 6.5. Obr. 6.5 Způsob ukládání vzorků do skleněných nádob. Norma připouští použití 2 druhů zkušebních roztoků. Roztok A je tvořen chloridem sodným (5 hm. %), kyselinou octovou (0,5 hm. %), sulfanem a destilovanou vodou. Jeho počáteční ph by mělo být 2,7 ± 0,1 a ph po zkoušce nesmí být větší než 4,0. Zkušební roztok B je tvořen sulfanem a syntetickou mořskou vodu. Počáteční ph se musí pohybovat v rozmezí 8,1 8,3, konečné pak musí být 4,8 5,4. Pokud hodnoty ph nejsou dodrženy, jsou výsledky zkoušení neplatné. Roztok je nejprve probubláván dusíkem a následně sulfanem na koncentraci min. 2,3 ppm. Doba expozice je standardně 96 h, ale v některých případech může být, na základě požadavků odběratele, prodloužena až na 720 h. 126
Po expozici ve zkušebním roztoku se z každého zkušebního tělesa připraví tři metalografické výbrusy orientované kolmo na délku 100 mm. Způsob odběru vzorků pro přípravu třech výbrusů je schematicky znázorněn na obr. 6.6. Obr. 6.6 Způsob odběru vzorků pro přípravu metalografických výbrusů Na metalografických výbrusech se pak při zvětšení 100 x měří parametry trhlin délka (a), tloušťka (b) (viz obr. 6.7). Trhliny vzdálené od povrchů vzorku méně než 1 mm se do hodnocení nezapočítávají. Z naměřených hodnot se pak stanovují následující parametry: podíl délky trhlin (Crack Length Ratio - CLR), podíl tloušťky trhlin (Crack Thickness Ratio - CTR), podíl citlivosti trhlin (Crack Sensitivity Ratio - CSR) podle následujících vztahů: 127
Obr. 6.7 Postup měření délek a tlouštěk trhlin na metalografickém výbrusu. CLR CTR a 100 [%] (6.1) W b 100 [%] (6.2) T a b CSR. W. T 100 [%] (6.3) kde a je délka trhlin [mm], b je tloušťka trhlin [mm], W je šířka vzorku [mm], T je tloušťka vzorku [mm]. Výše uvedené parametry trhlin se stanovují pro každý metalografický výbrus a rovněž jako průměry tří hodnot výchozího zkušebního tělesa. Výsledky zkoušení se vztahují na 3 zkušební tělesa, tj. celkem devět metalografických výbrusů. Předpis NACE TM 0284 se nevěnuje kritériím, podle kterých lze materiály hodnotit jako vyhovující či nevyhovující. To je vždy předmětem jednání mezi dodavatelem a odběratelem. Hutní podniky zpravidla nabízí odběratelům výrobky (ocelové plechy) s garantovanými maximálními hodnotami parametrů trhlin v příslušných zkušebních roztocích. Tyto ocelové plechy pak ještě bývají rozděleny do několika jakostních tříd (viz 128
Tab. 6.1). V zásadě je možno konstatovat, že se připouští hodnota CLR 5-15 % (roztok A) a CLR cca 0 % (roztok B). Tab 6.1 Garantované hodnoty parametrů trhlin vybraných plechů z uhlíkových ocelí (roztok A) Výrobce oceli Dillinger Hütte GROUP Označení výrobku (ocelového plechu) CLR [%] CTR [%] CSR [%] DICREST 5 5 1,5 0,5 DICREST 10 10 3 1 DICREST 15 15 5 2 DICREST 15* 0,5 0,1 0,05 MASTERHIC 5 5 1,5 0,5 Masteel UK, Ltd MASTERHIC 10 10 3 1 MASTERHIC 15 15 5 2 ArcelorMittal GROUP CarElso HIC Premium 5 1,5 0,5 *Platí při testování ve zkušebním roztoku B Kromě standardních HIC testů dle NACE TM 0284 se v praxi občas využívá i modifikovaných jednostranných testů, u kterých je v kontaktu s korozním roztokem pouze jedna strana zkušebního tělesa a vnějším povrchem může vodík z materiálu oddifundovávat. V takovémto případě se mění jednak obsah vodíku ve vodíkových pastech, jednak dochází ke změně obsahu vodíku v mezi-uzlových polohách krystalové mřížky. Jednostranné testy (viz obr. 6.8) mají své opodstatnění, protože v praxi je v kontaktu s agresivním médiem pouze vnitřní stěna potrubí, resp. tlakové nádoby. 129
Obr. 6.8 Schématické znázornění jednostranného HIC testu Z praktického hlediska je třeba upozornit na skutečnost, že jakkoli se zdá metodika hodnocení HIC trhlin jako velice jednoduchá, získat správné výsledky je často velký problém. V řadě případů vyvolá expozice ve zkušebním roztoku vznik velice tenkých trhlin, které nejsou na metalografických výbrusech identifikovatelné ve vyleštěném stavu, ani po běžném naleptání. Pro zviditelnění těchto trhlin je nutné vzorky opakovaně leštit a leptat, přičemž závěrečné leptání musí být velmi slabé, aby trhliny nesplynuly s okolní mikrostrukturou. Tyto trhliny jsou samozřejmě z hlediska integrity zařízení stejně nebezpečné jako trhliny široce rozevřené. Novým požadavkem zákazníků pro vysokopevné plechy pro kyselá prostředí je parametr CAR (Crack Area Ratio) poměrná plocha trhlin, definovaný jako poměr plochy trhlin v hodnoceném vzorku. Tento parametr není zahrnut v normě NACE TM 0284, neboť ho není možno stanovit metalograficky. Jeho hodnocení se provádí pomocí ultrazvukového zkušebního zařízení v imerzní vaně s X-Y manipulátorem. V České republice je možno tento parametr měřit pouze v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. na zkušebním zařízení Ultrasonic Testing Machine UPR4 SCRI od fy Krautkrämer (viz obr. 6.9). Kromě parametru CAR umožňuje toto zařízení stanovit rovněž parametry CLR, CTR a CSR a tedy provést kompletní hodnocení odolnosti materiálu vůči HIC. Hodnocení vzorků se provádí v pomocí 4osého skeneru na němž je upevněna sonda, která provádí vlastní skenování (kontrolu) pulzní odrazovou metodou při laboratorní teplotě. Skenuje se vždy 80 % objemu zkušebního tělesa, tj. bez povrchových vrstev. Všechny parametry zkoušení (poloha sondy, rozměry zkušebního tělesa, ultrazvukové a skenovací parametry) jsou ukládány a opakovatelnost zkoušky je tedy 100 %. Zařízení 130
rovněž umožňuje časově úspornou kontrolu zkoušením několika zkušebních těles najednou, ale se samostatným vyhodnocením požadovaných parametrů pro každé zkušební těleso. Obr. 6.9 Celkový pohled na UZ zařízení fy Krautkrämer Výsledek každé zkoušky je uveden v protokolu, ve kterém jsou uvedeny všechny vyhodnocené parametry (viz obr. 6.10). Velkou výhodou této metody je rychlost, se kterou je hodnocení odolnosti vůči HIC stanoveno. Zatímco vyhodnocení vzorku na zařízení Ultrasonic Testing Machine UPR4 SCRI trvá přibližně 10 min., metalografické vyhodnocení třech výbrusů trvá cca 15 hodin. 131
Detekce trhlin Zkušební těleso Obr. 6.10 Protokol o výsledku zkoušky na UZ zařízení fy Krautkräme 7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu Hodnocení odolnosti ocelí vůči současnému působení tahového napětí s prostředí sulfanu se provádí dle normy NACE Standard TM 0177-2005 Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H 2 S Environments. Dle této normy se hodnotí odolnost kovů, především ocelí, vůči sulfidickému praskání pod napětím (pokojová teplota, atmosférický tlak) a vůči koroznímu praskání pod napětím (zvýšené teploty a tlaky). Hodnocení odolnosti ocelí vůči sulfidickému praskání pod napětím spočívá v zatěžování zkušebního tělesa ve zkušebním roztoku nasyceném sulfanem při laboratorní teplotě statickým zatížením pod mezí kluzu. Stanovuje se prahové napětí, které nevede po určité době trvání zkoušky (standardně 720 hodin) k porušení tělesa nebo k iniciaci defektů na povrch 132
vzorků viditelných při desetinásobném zvětšení. Příklad podélných trhlin na měrné části zkušení tyče po zkoušce SSC je uveden na obr. 6.11. Obr. 6.11 Podélné trhliny na měrné části tyče po zkoušce SSC ocel X70 Zkušební roztoky jsou v zásadě stejné jako v normě NACE TM 0284, ale je možná i úprava zkušebního roztoku tak, aby byla získána specifická hodnota ph. Norma NACE opět neurčuje žádné kritérium, které by umožnilo rozhodnout, zda je materiál vůči SSC odolný či ne. Většina hodnocení však vychází z toho, že materiál musí vydržet zatížení, které je rovno alespoň 0,8 násobku meze kluzu. Norma popisuje čtyři zkušební metody: o o o o Metoda A Tahová zkouška ( NACE Standard Tensile Test) Metoda B Zkouška ohybem ( NACE Standard Bent-Beam Test) Metoda C Zkouška pomocí C kroužků (NACE Standard C-Ring Test) Metoda D Zkouška pro stanovení odolnosti vůči růstu trhlin (NACE Standard Double- Cantilever Beam Test) 7.3.2.1 Metoda A NACE Standard Tensile test Tato metoda je nejpoužívanější způsob hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC. V průběhu zkoušky může být zkušební těleso zatíženo konstantním zatížením (Constant Load Dead Weight Device). V tomto případě mluvíme o měkkém způsobu namáhání. Zatížení zkušebního tělesa může být vyvozeno rovněž ve speciálních přípravcích na základě zatížení 133
tělesa na konstantní úroveň deformace odpovídající požadované úrovni zatížení (tvrdý způsob namáhání). Na obr. 6.12 jsou uvedena zkušební zařízení typu Dead Weight používaná ve společnosti Arcelor Mittal Ostrava k hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC. Obr. 6.12 Dead Weight Device ve společnosti Arcelor Mittal Ostrava Nejpoužívanější typ zkušebního tělesa je uveden na obr. 6.13 Obr. 6.13 Rozměry zkušebního tělesa používaného pro hodnocení vůči SSC 134
Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky ve zkušebním zařízení typu Dead Weight je uvedeno na obr. 6. 14. Obr. 6. 14 Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky SSC Na obr. 6. 15 je uveden zkušební přípravek, který umožňuje vyvodit zátěžnou sílu šroubem podloženým talířovými pružinami. Obr. 6. 15 Zatížení zkušebního tělesa v přípravku s talířovými pružinami 135
Zkušební těleso je od vzorku odizolováno teflonovou vložkou, která je umístěna na opačné straně přípravku, než jsou pružiny. Zkušební těleso je zatěžováno v přípravku pomocí snímače podélné deformace a je následně exponováno ve zkušebním roztoku. Pro hodnocení odolnosti vůči SSC mohou být rovněž použita válcová zkušební tělesa o průměru měrné části 3 mm zatěžovaná ve zkušebních rámech dle ASTM G49-85 (viz obr. 6.16). Obr.6.16 Rozměry zatěžovacího rámu dle ASTM G 49-85 používaného pro zatěžování hladkých válcových těles o průměru měrné části 3 mm Zatěžování zkušebních těles ve zkušebním rámu je vyvoláno pohybem sloupků ve speciálně vyrobeném přípravku. Na zkušební těleso je při zatěžování připevněn snímač podélné deformace s bází 10 mm, který umožní zatížení zkušebního tělesa na předem zvolenou hodnotu celkové deformace (viz obr. 6.16). Ze závislosti -, stanovené tahovou zkouškou na stejných zkušebních tělesech při zvolené teplotě zkoušení, je možno odečíst napětí, na které je zkušební těleso předtaženo. Takto připravená zkušební tělesa se následně vloží do zkušebního roztoku a vystaví požadované době expozice (viz obr. 6.17). 136
Obr. 6. 16 Postup zatěžování zkušebních těles do zkušebního rámu Obr. 6. 17 Expozice zkušebních těles zatížených ve zkušebních rámech dle ASTM G 49-85 137
Shrnutí pojmů Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy: Degradační mechanismy v prostředí obsahujícím sulfan. Vodíkem indukované praskání. Sulfidické praskání pod napětím. Napěťově orientované vodíkem indukované praskání. NACE TM 0284 Parametr CLR, CTR, CSR, CAR NACE TM 0177-2005 Rybí oka Metoda A NACE Standard Tensile Test Otázky k probranému učivu 1. Jaké degradační mechanismy se uplatňují v prostředí sulfanu? 2. Co rozumíme pod pojmem HIC? 3. Co rozumíme pod pojmem SSC? 4. Jaké normy jsou používány pro hodnocení ocelí vůči HIC a SSC? 5. Podle jakého kritéria jsou z plechů odebírány zkušební tělesa pro hodnocení HIC? 6. Jaké parametry jsou hodnoceny při zkouškách HIC? 7. Jaké znáte zkušební metody pro hodnocení odolnosti vůči SSC? 8. Co jsou to rybí oka? 138
Použitá literatura [1] http://www.corrosionclinic.com/different_types_of_corrosion.htm [cit. 2012-07-10]. [2] Research Report on Characterization and Monitoring of Cracking in Wet H 2 S Service, API Publication, Washington, D. C., 1994. [3] /ANSI/NACE MR 0175/ ISO 15156. Petroleum and Natural Gas Industries - Materials for Use in H 2 S Containing Environments in Oil and Gas Production Parts 1, 2 and 3, Second edition 2009-10-15. [4] NACE Standard TM 0284-2011. Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to Hydrogen Induced Cracking. NACE Int., Houston, Texas, USA, 2011, 24 s. ISBN 1575901633. [5] ČSN EN 10229. Hodnocení odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných vodíkem (HIC). Praha: Český normalizační institut, 2000. [6] NACE Standard TM 0177-2005. Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H 2 S Environments. NACE Int., Houston, Texas, USA, 2005. [9] CARNEIRO, A., R., RATNAPULI, C., R., LINS, C., F., V. The Influence of Chemical Composition and Fracture of API Linepipe Steels on Hydrogen Induced Cracking and Sulfide Stress Cracking, Mat. Sci. Eng. A 357, 2003, s. 104 110. [10] Dillinger Hütte GTS. Products [online]. [cit. 2012-04-08]. Dostupné z: http://www.dillinger.de/dh/produkte/sparte/index.shtml.en [11] KITTEL, J. et al. Hydrogen Induced Cracking (HIC) Assessment of Low Alloy Steel Linepipe for Sour Service Application Laboratory Testing. In: Eurocorr 2007. Freiburg, Německo. 2007. CD-ROM. [12] SOJKA, J. Odolnost ocelí vůči vodíkové křehkosti. Vyd. 1. Ostrava: Vysoká škola báňská - Technická univerzita Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství, Katedra materiálového inženýrství, 2007, 108 s. ISBN 978-80-248-1648-7. 139
[13] ASTM G49-85. Standard Practice for Preparation and Use of Direct Tension Stress- Corrosion Test Specimens. ASTM Int., West Conshohocken, PA, USA, 2011. [14] ASTM G39-99. Standard Practice for Preparation and Use of Bent-Beam Stress-Corrosion Test Specimens. ASTM Int., West Conshohocken, PA, USA, 2011. 8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí penetračních testů. 140
Čas ke studiu: 2,5 hod. Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět Definovat pojem aktuální a výchozí mechanické vlastnosti. Popsat princip penetračního testu. Popsat typy penetračních testů. Popsat oblasti závislosti síla-posunutí snímané v průběhu Bulge testu. Popsat veličiny snímané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů z výsledků penetračních testů. Popsat metody pro stanovení meze kluzu a meze pevnosti z výsledků penetračních testů Popsat stanovení tranzitního chování z výsledků penetračních testů. Popsat metody stanovení lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů. Výklad 8.1 Úvod Kvalifikované posuzování integrity a/nebo zbytkové životnosti dlouhodobě provozovaných zařízení, či snaha o racionální prodlužování jejich projektované životnosti, které přináší vysoké finanční úspory, vyžaduje znalost aktuální úrovně celé řady mechanických charakteristik použitých materiálů. Jejich znalost je nezbytná rovněž pro: Optimalizaci provozních režimů, Optimalizaci intervalů provozních prohlídek, Optimalizaci dlouhodobého plánu oprav. Použití standardizovaných postupů pro stanovení potřebných aktuálních mechanických charakteristik provozovaných zařízení však může, kromě nezbytných odstávek a omezení 141
provozu, způsobit jejich značné poškození jak při odběru zkušebního materiálu, tak při následných opravách prováděných nejčastěji svařováním. Ještě složitější je situace při hodnocení mechanických vlastností pomocí standardizovaných postupů v lokalizovaných oblastech, jako jsou povlaky, povrchové vrstvy vytvořené chemicko-tepelným zpracováním, návary či svarové spoje (včetně vlastností TOO). Hodnocení mechanických vlastností povlaků a povrchových vrstev vytvořených chemickotepelným zpracováním je zde omezeno převážně na měření tvrdosti. Hodnocení mechanických vlastností jednotlivých oblastí TOO svarových spojů může být prováděno nepřímými metodami založenými na laboratorních simulacích těchto lokalizovaných oblastí. Pro posouzení stupně degradace materiálových vlastností vlivem dlouhodobého provozu je však, vedle aktuálních mechanických vlastností, nezbytná znalost i výchozího (nulového stavu) materiálu. Ve většině případů však výchozí vlastnosti materiálů posuzovaných součástí známy nejsou a aktuální mechanické vlastnosti jsou porovnávány s vlastnostmi uvedenými v materiálových normách nebo v atestech výchozích polotovarů. V důsledku technologických operací v průběhu výroby však mohou být mechanické vlastnosti materiálů na počátku provozu zařízení či konstrukce významně odlišné od mechanických vlastností výchozích polotovarů. Tradiční metody získávání zkušebního materiálu pro kontrolu technologických operací při výrobě součásti jsou založeny na přídavcích, nebo referenčních vzorcích materiálu, které prodělávají s vyráběnou součástí celý technologický cyklus. Pro stanovení aktuálních vlastností materiálů dlouhodobě provozovaných zařízení resp. stanovení výchozích vlastností materiálů konstrukcí a zařízení uváděných do provozu, které zohledňují všechny technologické operace při jejich výrobě, je proto nezbytné minimalizovat množství potřebného zkušebního materiálu, odebraného nejlépe z kritických míst součásti, pokud možno bez porušení její integrity a tedy nutnosti následných oprav při zachování jeho reprezentativnosti. Tento požadavek vedl: 1) k vývoji technologických postupů a zařízení, která umožňují odběr zkušebního materiálu z vnějšího a/nebo vnitřního povrchu součástí při zachování integrity posuzované součásti bez nutnosti následných oprav, 2) K vývoji a zavedení metody využívající pro stanovení pevnostních, křehkolomových a creepových charakteristik materiálů penetračních testů prováděných na zkušebních tělesech tvaru disku o průměru do 8 mm a/nebo zkušebních těles tvaru čtverce o straně do 10 mm a tloušťce až 0,5 mm. 142
Díky vysoké přesnosti současných trhacích strojů, řízení zkušebního procesu počítači a výstupu ve formě digitálního záznamu na jedné straně a znalostem vlivu konstrukčních faktorů a zkušebních podmínek na druhé straně, zajišťují současné penetrační testy vysokou úroveň přesnosti a reprodukovatelnosti výsledků srovnatelnou s běžnými zkouškami mechanických vlastností prováděnými na standardizovaných zkušebních tělesech. 8.2 Princip penetračního testu Princip penetračního testu spočívá v průniku (penetraci) tvarovaného razníku přes ploché zkušební těleso tvaru disku nebo čtverce o tloušťce 0,2 0,6 mm do jeho porušení. Schématické uspořádání penetračního testu je znázorněno na obr. 8.1. Obr. 8.1 1 - zkušební těleso tvaru disku, 2 - razník, 3 - spodní opěrná matrice, 4 - horní přítlačná matrice, 5 - snímač posunutí V průběhu testu je snímána závislost zatížení posunutí razníku (u 1 ), nebo zatížení průhyb vzorku (u 2 ) v ose zatěžování. Podle tvaru penetrující části razníku a způsobu uchycení zkušebního tělesa rozdělujeme penetrační testy na kuličkový penetrační test (ball punch test), střihový penetrační test (shear punch test) a ohybový penetrační test (disc bend test). Při kuličkovém penetračním testu je protlačována ocelová nebo keramická kulička, nebo razník s hemisférickou plochou. Podle způsobu upnutí vzorku dělíme kuličkové testy na Bulge Punch Test a Punch Drawing Test. Je-li zkušební těleso sevřeno mezi spodní opěrnou matricí a horní přítlačnou matricí, jedná se 143
o tzv. Bulge Punch Test. Je-li zkušební těleso volně položeno na spodní opěrné matrici, jedná se o tzv. Punch Drawing Test. Obr. 8.2 Tvar razníku používaný pro kuličkový a střihový test Při střihovém testu se používá ostrohranný kulatý razník (viz obr. 8.2). Zkušební těleso je při tomto testu sevřeno mezi spodní opěrnou matrici a horní přítlačnou matrici. Při ohybovém penetračním testu je razník tvaru kužele protlačován vzorkem, který je volně položen na opěrné matrici. 8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test) V průběhu tohoto testu je zkušební těleso, sevřené mezi spodní opěrnou matricí a horní přítlačnou matricí, protlačováno razníkem s hemisférickou plochou a/nebo ocelovou či keramickou kuličkou do porušení. CEN Workshop Agreement doporučuje u tohoto typu testu používat zkušebního tělesa tvaru disku o průměru 8 mm a tloušťce 0,5 mm přesto, že je přípustné používat rovněž čtvercová tělesa. Tloušťka zkušebního tělesa by měla být v rozmezí 0,2 0,6 mm. Na obr. 8.3 je uveden příklad přípravku pro provádění kuličkového Bulge testu při laboratorní teplotě. Po umístění vzorku do spodní opěrné matrice je tato vložena do pouzdra a zkušební vzorek je přes vodící pouzdro sevřen přítlačnou maticí. Poté je přes otvor v přítlačné matici vložen do vodícího pouzdra razník a přípravek je vložen do rámu zkušebního stroje (viz obr. 8.4) a zatěžován v režimu konstantní rychlosti pohybu razníku rychlostí v rozmezí 0,2 2 mm/min. 144
Obr. 8.3 Zkušební přípravek pro kuličkový Bulge test při laboratorní teplotě Obr. 8.4 Umístění zkušebního přípravku do rámu zkušebního stroje V průběhu zatěžování je snímána závislost síla posunutí razníku a/nebo síla průhyb zkušebního vzorku v ose zatěžování. Charakteristický záznam průběhu síly na posunutí razníku při kuličkovém Bulge testu je uveden na obr. 8.5. Tato závislost může být obecně rozdělena do pěti oblastí (I, II, III, IV a V): 145
Oblast I Tato oblast je charakteristická mikro-plastickou deformací zkušebního tělesa pod razníkem v důsledku vysokého počátečního kontaktního napětí. Převládající deformace vzorku v oblasti vzdálené od tohoto kontaktu je však elastická a odtížení zkušebního tělesa z jakéhokoliv bodu v této oblasti nevyvolá žádnou makroskopickou trvalou deformaci. Obr. 8.5 Typická závislost síla-posunutí razníku kuličkového testu při laboratorní teplotě Oblast II Tato oblast je charakteristická odklonem od linearity spojeným s šířením zplastizované oblasti přes tloušťku zkušebního tělesa a následně v radiálním směru. V souvislosti s tím dochází k poklesu rychlosti zatěžování, který je vysvětlován tzv. membránovým efektem při průběžné změně úhlu styku penetrující kuličky s deformovaným vzorkem. Tato oblast je označována jako plastický ohyb. Oblast III Na počátku této etapy, určené inflexním bodem závislosti síla-posunutí razníku, dochází k přechodu od plastického ohybu k membránovému protahování. Tato oblast je závislá na charakteristikách zpevnění materiálu. 146
Oblast IV V této etapě se v oblasti kontaktu razník-zkušební těleso vytváří se vzrůstající silou hrdlo, což má za následek snížení sklonu závislosti síla-posunutí razníku. Oblast V Na počátku této etapy dochází k iniciaci trhliny. V průběhu strmého poklesu síly vede dvojosý stav napjatosti k růstu trhliny po obvodu zkušebního tělesa (viz obr. 8.6) a/nebo na vrcholu kloboučku. Obr. 8.6 Typické porušení zkušebního tělesa tvaru disku při kuličkovém bulge testu při laboratorní teplotě (ocel S355J2G3) Z výše uvedené závislosti a tvaru porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány následující veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů: F e [N] síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku, F m [N] maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu, u m [mm] posunutí razníku odpovídající F m, u f [mm] posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které smluvně odpovídá 20% poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (F f = 0,8. F m ), E SP [J] lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do 147
síla [N] Předmět Speciální zkušební metody okamžiku porušení tělesa, ε f [1] ε f = ln(h o /h f ) efektivní lomová deformace, (h o je počáteční tloušťka vzorku, h f je minimální tloušťka porušeného vzorku). Na obr. 8.7 jsou uvedeny závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro materiál 15128 tepelně zpracovaný na tři významně odlišné úrovně pevnostních vlastností. 2500 2000 výsledky zkoušek na standardizovaných zkušebích tělesech 1. Re= 270MPa Rm = 478 MPa 2. Re = 615 MPa Rm = 741 MPa 3. Re = 1112 MPa Rm = 1178 MPa 3 1500 2 1000 1 500 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 posunutí razníku [mm] Obr.8.7 Závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro tři pevnostní úrovně oceli 15128 Z obr. 8.7 je zřejmé, že s rostoucí mezí kluzu a mezí pevnosti materiálu roste síla F e,- charakterizující přechod ze stádia I do stádia II (viz obr. 8.5), i maximální síla F m v průběhu penetračního testu. Je tedy zřejmé, že závislost síla-posunutí razníku stanovená v průběhu penetračního testu obsahuje informaci o elasto-plastickém chování a pevnostních charakteristikách materiálu při dvojosém stavu napjatosti. Charakter závislosti síla posunutí razníku je dále ovlivněn poloměrem kuličky/razníku, průměrem otvoru ve spodní matrici D (viz obr. 8.1) a počáteční tloušťkou zkušebního tělesa h 0. Síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku F e není velikostí poloměru razníku r ani velikostí průměru otvoru ve spodní matrici D významně ovlivněna, ale závisí významně na tloušťce vzorku h 0 (viz obr. 8.8). 148
Fe- penetrační test [N] Předmět Speciální zkušební metody 600 500 ho = 0,4 mm ho = 0,5 mm ho = 0,6 mm 400 300 200 100 0 300 350 400 450 500 550 600 650 700 R e - standardizovaná tahová zkouška [MPa] Obr. 8.8 Vliv tloušťky zkušebního disku na úroveň síly F e při penetračním Bulge testu oceli 15128 při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm) Maximální zatížení v průběhu penetračního testu vzrůstá se vzrůstající pevností materiálu, se vzrůstajícím poloměrem razníku r a s tloušťkou zkušebního disku h 0 (viz obr. 8.9). Fm - penetrační test [N] 2500 2000 1500 1000 500 ho = 0,4 mm ho = 0,5 mm ho = 0,6 mm 0 450 500 550 600 650 700 750 R m - standardizovaná tahová zkouška [MPa] Obr.8.9 Vliv tloušťky zkušebního disku a meze pevnosti oceli 15128 na úroveň síly F m při penetračním Bulge testu při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm). 8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials Praktickému využívání této metody bránila neexistence standardizovaného postupu.v záři 2004 zorganizoval CEN (Evropský výbor pro normalizaci) CEN Workshop Agreement 21 Small Punch Test Methods for Metallic Materials. V prosinci 2007 vydal CWA 15 627 149
Small Punch Test Method for Metallic Materials. CEN Workshop Agreement je technická dohoda v rámci CEN a vlastněná CEN jako publikace, která odráží konsenzus konkrétních expertů a organizací odpovědných za její obsah (účast 32 organizací ze 13 zemí). CWA proto reprezentuje nižší úroveň konsenzu, než jakou představuje evropská norma. CWA 15627 je rozdělen do dvou samostatných částí: Part A: A Code of Practice for Small Punch Creep Testing. V této části je uveden postup pro provádění časově závislých penetračních testů při zvýšených teplotách, při kterých dochází k uplatnění creepu. Tato část dále obsahuje ANNEX A1: Relationship to uniaxial creep test properties, ve které jsou uvedeny rovnice, navržené různými autory, popisující závislost mezi jednoosým tahovým napětím při standardizované creepové zkoušce a silou zatěžující vzorek při creepovém penetračním testu pro stejný čas do porušení. Part B: A Code of Practice for Small Punch Testing for Tensile and Fracture Behaviour. V této části je uveden postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů při laboratorní, zvýšené (do 400 o C) a nízké teplotě a stanovení charakteristik získaných ze závislosti síla-posunutí razníku a z porušeného zkušebního tělesa. Tato část dále obsahuje ANNEX B1: Derivation of tensile and fracture material properties, ve které jsou uvedeny postupy pro stanovení meze kluzu, meze pevnosti, tažnosti a křehkolomových vlastností (FATT, J IC, K IC při laboratorní teplotě) z výsledků penetračních testů. 8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů Tento postup poskytuje návod na provádění časově nezávislých penetračních testů při laboratorní, zvýšené (do 400 C) a/nebo snížené teplotě. Jejich cílem je stanovení charakteristik následně použitých pro odhad pevnostních a křehkolomových charakteristik materiálů (R e, R p, 0,2, R m, A, FATT a J IC resp. K IC ). Byl navrhován především pro hodnocení mechanických vlastností kovových materiálů, může však být použit i pro hodnocení jiných typů materiálů. Zahrnuje požadavky na: 1. zkušební zařízení, zatěžovací systém a měření průhybu vzorku, 2. přípravu zkušebního vzorku (doporučován je zkušební vzorek tvaru disku o průměru 8 mm a tloušťce 0,5 mm), 3. sběr dat, 4. rychlost zatěžování. Rychlost posunutí razníku by měla být v rozmezí 0,2 2 mm/min. 150
V průběhu penetračního testu je snímána závislost síla-posunutí razníku resp. síla- průhyb vzorku do porušení (viz obr. 8.10). Obr. 8.10 Závislost síla-posunutí razníku snímaná v průběhu penetračního testu Z výše uvedené závislosti a porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány následující veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů: F e [N] síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické deformace přes tloušťku vzorku, F m [N] maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu, U m [mm] posunutí razníku odpovídající F m, u f [mm] posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které odpovídá smluvnímu 20 % poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (F f = 0,8.F m ), E SP [J] lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do okamžiku porušení tělesa, ε f [1] ε f = ln(h o /h f ) efektivní lomová deformace, (ho je počáteční tloušťka vzorku, h f je minimální tloušťka porušeného vzorku). 151
Na obr. 8.11 je uveden postup pro stanovení síly F e ze závislosti síla-posunutí razníku. Pro stanovení lomové deformace ε f je třeba změřit minimální tloušťku porušeného vzorku. Postup při stanovení minimální tloušťky vzorku je schematicky znázorněn na obr. 8.12. Pro zajištění dostatečné přesnosti je hodnota h f měřena pomocí rastrovacího elektronového mikroskopu (viz obr. 8.13). Obr. 8.11 Postup při stanovení síly F e ze záznamu síla-posunutí razníku Obr. 8.12 Postup při stanovení minimální tloušťky porušeného vzorku h f 152
Síla [N] Předmět Speciální zkušební metody Obr. 8.13 Postup měření minimální tloušťky porušeného penetračního disku Závislost síla-posunutí je významně ovlivněna teplotou (viz obr. 8.14). Z tohoto důvodu musí být penetrační test proveden při konstantní teplotě. Pro ohřev nebo ochlazování vzorku při penetračních testech za zvýšených nebo nízkých teplot může být použito jakékoliv metody, která spolehlivě zajistí výše uvedený požadavek a umožní měření teploty vzorku s dostatečnou přesností. 2500 2000-175 C 1500 1000-100 C -60 C -40 C 20 C 500 0 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Posunutí razníku [mm] Obr. 8.14 Vliv teploty na tvar závislosti síla-posunutí razníku Na obr. 8.15 je uvedena zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot (do 400 C) a jeho umístění do rámu elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10. 153
Obr. 8.15 Zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot (do 400 C) Schéma zařízení používaného pro zkoušky za záporných teplot do cca -193 C je uvedeno na obr. 8.16. Na obr. 8.17 je pak uvedeno jeho umístění do rámu elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10. 154
Obr.8.16 Schéma zařízení pro penetrační testy za nízkých teplot Nosný rám zkušebního stroje Příčník zkušebního stroje Měřící termočlánek Vychlazovací nádoba Snímač síly Obr. 8.17 Zkušební zařízení pro penetrační testy za snížených teplot 155