HODNOCENÍ LOMOVÉHO CHOVÁNÍ, VLIV TEPLOTY A ZMĚNY ASYMETRIE CYKLU NA KINETIKU RŮSTU TRHLIN V NÍZKOLEGOVANÉ ŽÁRUPEVNÉ OCELI 15NiCuMoNb5 FRACTURE BEHAVIOUR EVALUATION, EFFECT OF TEMPERATURE AND STRESS RATIO ON FATIGUE CRACK GROWTH RATE OF LOW-ALLOY CREEP RESISTANT STEEL OF 15NiCuMoNb TYPE. Ladislav Kander Jaromír Sobotka VÍTKOVICE Výzkum a vývoj, spol s r.o., Pohraniční 31, 706 02 Ostrava - Vítkovice, ČR, ladislav.kander@vitkovice.cz Abstrakt V příspěvku jsou shrnuty nové poznatky o hodnocení lomového chování nízkolegované žárupevné oceli 15NiCuMoNb5, která patří k nejrozšířenějším, celosvětově používaným konstrukčním materiálům v kategorii nízkolegovaných svařitelných ocelí pro plechy a trubky těles parních kotlů. Tato ocel patří k méně ověřeným kotlovým materiálům a to jak z hlediska užitných vlastností hutních výrobků v požadovaném rozměrovém sortimentu plechů a trubek, tak především z pohledu svařitelnosti a poznatků o realisticky dosažitelných vlastnostech svarových spojů. Proto bylo hlavním cílem této práce stanovení nekonvenčních materiálových vlastností tj. lomového chování a kinetiky růstu trhlin. Vzhledem k tomu, že komplexní legovací báze této oceli a zejména vysoký obsah Cu sice na jedné straně vytvářejí velmi dobré předpoklady pro reprodukovatelné dosahování příznivých kombinací mechanických vlastností, na straně druhé však také představují potenciální riziko nebezpečí vzniku trhlin u tlustostěnných svařenců což by mohlo vést ke snížení spolehlivosti bubnů parních kotlů v náročných provozních podmínkách tepelně-energetických zařízení, byl v práci rovněž sledován vliv pracovní teploty a změny asymetrie cyklu na kinetiku růstu únavových trhlin v této oceli. Abstract In the article are presented a new results of fracture toughness evaluation of low alloy creep resistant steel of 15NiCuMoNb5 type that is worlwide used as a structural material for plates and tubes in power industry. The main goal of this work concerns with investigation on unconventional material properties especially on fracture toughness and crack growth rate evaluation. Effect of working temperature and stress ratio on crack growth rate was investigated too. 1. ÚVOD Jedním z projevů poválečné konjuktury a zejména následků periodicky se opakujících ropných krizí v druhé polovině dvacátého století byl zjevný nárůst požadavků na výkon a tepelnou účinnost energetických zařízení při současné maximální přizpůsobivosti dostupným, efektivně a ekologicky využitelným zdrojům paliv. Tato skutečnost se odrazila v naléhavých požadavcích na materiálové zabezpečení špičkových zařízení tepelné energetiky a zejména v přechodu k progresivním typům 1
konstrukčních materiálů se zvýšenými parametry užitných vlastností v oblasti pracovních teplot [1]. Vedle ocelí pro trubkové systémy teplosměnných ploch a parovodních potrubí byla značná pozornost soustředěna také na iniciaci sortimentu kotlových plechů, určených pro výrobu těles parních kotlů velkých výkonů. Jako mimořádně výhodná se pro tuto aplikaci ukázala nízkolegovaná žárupevná ocel německé provenience typu 15NiCuMoNb5 (1.6368) s původním výrobním označením WB 36. O významnosti technického využití této oceli mimo jiné svědčí i komentáře, které zazněly na setkání VGB We cannot live without this steel grade WB 36 especially in high capacity conventional power stations a The construction of modern plants without this steel is practically impossible [2]. Předtím, než se začneme zabývat popisem a konkrétními materiálovými vlastnostmi této oceli bychom rádi uvedli její nejčastější a nejvýznamnější aplikace v klasické tepelné technice. Jsou jimi zejména vysokotlaké a teplovodní části parních generátorů, zahrnující kotlové bubny a systémy napájení vody, komory, separátory a někdy také pláště vysokotlakých předehříváků. Pro ilustraci zde uvádíme maximální rozměry, které jsou obecně požadovány pro potrubí vyráběné z oceli WB 36 pro použití ve vysokotlakých systémech napájení vody a nejvyšší provozní podmínky použití : Vnitřní průměr 350 mm a tloušťka stěny 34 mm Vnitřní průměr 450 mm a tloušťka stěny 29,2 mm Tlak 20,6 MPa a teplota 360 C Tlak 36,7 MPa a teplota 310 C V současné době tato nízkolegovaná konstrukční ocel patří k nejrozšířenějším, celosvětově používaným konstrukčním materiálům v kategorii nízkolegovaných svařitelných ocelí pro plechy a trubky těles parních kotlů. Na druhé straně však tato ocel ještě stále patří k méně ověřeným kotlovým materiálům, a to jak z hlediska užitných vlastností hutních výrobků v požadovaném rozměrovém sortimentu plechů a trubek, tak především z pohledu svařitelnosti a poznatků o realisticky dosažitelných vlastnostech svarových spojů. Výše uvedené poznatky budou v tomto příspěvku rozšířeny o vyhodnocení nekonvenčních materiálových vlastností této oceli, zejména o vyhodnocení lomového chování a kinetiky růstu únavových trhlin, přičemž bude posuzován jak vliv pracovních teplot na lomové chování a kinetiku růstu trhlin, tak také vliv změny asymetrie cyklu na rychlost růstu trhlin. 2. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST Ocel 15NiCuMoNb5 (WB 36) je nízkolegovaná konstrukční svařitelná ocel s komplexní legovací bází zahrnující nikl-měď-molybden. Komplexnost legovací báze a zejména vysoký obsah mědi v této oceli (0,5-0,8 %) sice na jedné straně vytvářejí velmi dobré předpoklady pro reprodukovatelné dosahování mimořádně příznivé kombinace stěžejních užitných vlastností finálních výrobků, na druhé straně však také představují potenciální nebezpečí vzniku trhlin u relativně tlustostěnných svařenců, což by ve svých důsledcích mohlo vést ke snížení funkční spolehlivosti bubnů parních kotlů v náročných provozních podmínkách tepelně energetických zařízení. Experimentální práce byly provedeny na plechu tloušťky 80 mm. Na základě rozboru vlivu podmínek tepelného zpracování na komplex mechanických vlastností svaru a základního materiálu [3] bylo aplikováno jakostní tepelné zpracování normalizačním žíháním 890 C/vzduch, popuštěním 620 C/vzduch a následným simulačním žíháním 560 C/vzduch. 2
2.1 Kontrolní chemický rozbor Výsledky kontrolních chemického rozboru použitého kotlového plechu jsou uvedeny v tabulce 1. Obsah prvku (hm.%) C Mn Si P S Ni Mo Cu Nb V Al kotlový plech 0,17 1,11 0,40 0,009 0,001 1,19 0,35 0,53 0,03 0,01 0,023 Tabulka 1: Výsledky kontrolního rozboru chemického složení použitého kotlového plechu. Table 1: Results of check analysis of base material. 2.2 Pevnostní vlastnosti Re, Rp0,2, Rm [MPa] 800 750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 Re ZM Rp0,2 TUV 377/1 Rm ZM Rm TUV 377/1-50 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Teplota [ O C] Výsledky zkoušek tahem, provedených v rozmezí zkušebních teplot 40 C až +450 C jsou přehledně znázorněny v obrázku 1. Jak je patrné z obrázku 1 dosažená úroveň pevnostních vlastností základního materiálu splňuje s dostatečnou rezervou požadavky příslušných předpisů [4], specifikované pro rozmezí vyráběných tlouštěk kotlových plechů v rozmezí od 50 až do 100 mm. Obr. 1: Teplotní závislost meze kluzu a meze pevnosti oceli WB 36 Fig. 1: Temperature dependence of yield stress and ultimate stress of WB 36 grade steel. 2.3 Hodnocení lomového chování Studium lomového chování bylo zaměřeno k posouzení odolnosti vůči náhlému nestabilnímu porušení při teplotách obvyklých při výrobě, montáži nebo režimu odstávky kotlového tělesa, které se mohou pohybovat v rozmezí 0 až +20 C běžného provozního nasazení v podcreepové teplotní oblasti (tlak páry 16,2 MPa a teplota + 350 C) typických pro přechodové chování materiálu kotlového plechu z hodnocené nízkolegované oceli tj. 40 C odpovídající referenční teplotě T 0, která představuje významnou materiálovou charakteristiku, vypovídající o odolnosti materiálu vůči náhlému nestabilnímu lomu 3
Při odběru zkušebních těles pro zkoušky lomové houževnatosti byl respektován dominantní charakter provozního zatížení kotlového tělesa vnitřním přetlakem páry [5], tzn., že zkušební tělesa byla odebrána ve směru L-S. [6,7]. Zkoušky lomové houževnatosti základního materiálu a svarového kovu byly prováděny v souladu s [6,7]. Celkový počet zkušebních vzorků byl do značné míry limitován omezeným množstvím Obr.2: R křivky oceli WB 36 v závislosti na teplotě Fig.2: The resistance curves of grade WB 36 steel as a function of temperature dostupného experimentálního materiálu, proto bylo pro hodnocení lomového chování použito zkušebních těles typu C(T) o tloušťce 12,5 mm (pro hodnocení lomového chování v rozmezí zkušebních teplot 40 až +350 C), resp. zkušebních těles Charpy s únavovou trhlinou pro stanovení hodnoty referenční teploty T 0 dle [8]. Jednotlivá zkušební tělesa byla při zvolené zkušební teplotě zatěžována na servohydraulickém zkušebním zařízení MTS 100 kn v režimu konstantního pohybu pístnice rychlostí 0,5 mm/min. V průběhu zkušebního procesu byla registrována závislost zatěžující síly na rozevření vrubu, což umožnilo charakterizovat lomové chování zkušebních těles parametrem kritického rozevření trhliny δ c případně závislostí rozevření trhliny δ na přírůstku délky nacyklované trhliny a v podmínkách stabilního růstu tvárné trhliny. Kritické rozevření trhliny, charakterizující lomové chování v případech nestabilního lomu v oblasti platnosti elasto-plastické lomové mechaniky, bylo určeno vztahem 2 2 K (1 ν ) 0,4( W a0 ) δ = +. V pl (1) 2ER 0,2 0,6a + 0,4W + z p 0 Na druhé straně pak v těch případech, v nichž typickým znakem lomového chování byl stabilní růst tvárné trhliny, bylo rozevření trhliny jako funkce přírůstku a vypočteno ze vztahu 2 2 K (1 ν ) 0,6 a + 0,4 ( W a 0 ) δ c = +. V pl (2) 2 ER 0,2 0,6 ( a + a )0,4W + z p 0 4
V obou uvedených rovnicích je K je faktor intenzity napětí, odpovídající síle při odlehčení zkušebního tělesa, MPam 0,5 ν je Poissonova konstanta E je modul pružnosti v tahu, např. 2,11.10 5 MPa při laboratorní teplotě nebo 1,88.10 5 MPa při 350 C a 0 je počáteční délka únavové trhliny, mm W je šířka zkušebního tělesa, mm V pl je plastické rozevření trhliny v ose zatěžování, mm a je přírůstek trhliny v důsledku stabilního růstu, mm R p 0,2 je mez kluzu materiálu při zkušební teplotě, MPa z je vzdálenost od osy zatěžování, mm Dosažené výsledky jsou graficky prezentovány ve formě izotermických R křivek na obrázku 2. Pro stanovení hodnoty referenční teploty T 0 bylo nutné provést zkoušky lomové houževnatosti při zkušebních teplotách v rozmezí 140 až 120 C, lomové chování pak bylo charakterizováno J integrálem a celý postup stanovení referenční teploty T 0 byl proveden v souladu s [8]. Orientace zkušebních těles odebraných pro stanovení referenční teploty T 0 byla opět v souladu s [8] T-L. 2.4 Hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin Pro měření kinetiky růstu trhlin byla použita zkušební tělesa C(T) o tloušťce 25 mm a šířce 50 mm vyrobena ze stejné tavby studované oceli. Orientace zkušebních těles byla T-L tj. rovnoběžně s hlavním směrem tváření. Tento směr byl zvolen s ohledem na nejsnazší možné šíření únavové trhliny podél protvářených případně se vyskytujících sirníkových vměstků či segregačních pásů, které byly ve struktuře zjištěny. Kinetika růstu únavových trhlin byla sledována na vzduchu při frekvenci 1 Hz, při aplikaci sinusového zátěžného cyklu. Měření délky únavové trhliny bylo prováděno při laboratorní teplotě (25 C) kompliační metodou i metodou potenciometrickou, při zvýšené teplotě ( + 300 C) pak pouze Obr.3:Vliv provozní teploty a změny asymetrie cyklu na kinetiku růstu trhlin Fig.3:Effect of service temperature a R ratio on crack growth rate jen potenciometrickou metodou ACPD. Byl studován jak vliv zvýšené teploty na rychlost růstu únavových trhlin, tak také vliv změny asymetrie cyklu, vyjádřené poměrem R, která reprezentuje poměr minimálního a maximálního aplikovaného napětí z hodnoty R = 0,5 na hodnotu R = 0,2.Získané výsledky jsou v grafické podobě zobrazeny na obrázku 3. 5
3. DOSAŽENÉ VÝSLEDKY A JEJICH DISKUZE Provedené zkoušky lomové houževnatosti kotlového plechu jakosti 15NiCuMoNb5 ve stavu po úplném tepelném zpracování a následném simulačním žíhání ukázaly, že zatímco charakteristickým rysem lomového chování v teplotní oblasti 0 až 350 C je stabilní růst tvárné trhliny, při poklesu zkušební teploty na 40 C je již lomové chování charakterizováno náhlým nestabilním lomem zkušebního tělesa v oblasti platnosti elasto-plastické lomové mechaniky. V případech lomového chování, provázeného stabilním růstem tvárné trhliny, byly na základě průběhu izotermických R křivek, vyhodnocených pro studovaný kotlový plech při jednotlivých zkušebních teplotách (obr.2), vypočteny hodnoty elasto-plastického ekvivalentu lomové houževnatosti K δ0,2. Uvedený parametr odpovídá přírůstku délky trhliny a=0,2 mm, přičemž jeho hodnota byla vypočtena ze vztahu 2ER P 0,2 K δ =. δ 0,2 2 0,2 (3) 1 ν kde δ 0,2 je hodnota rozevření trhliny pro hodnoty jejího přírůstku a = 0,2 mm, vypočtená z příslušné R křivky (viz obr.2). Jak je patrné z obr.2 a tab.2 stanovené, poměrně vysoké hodnoty parametrů lomové houževnatosti K δ0,2,charakterizujících počáteční stádium iniciace trhliny, klesají s rostoucí zkušební teplotou. Porovnání celkových průběhu izotermických R křivek kotlového plechu z oceli 15NiCuMoNb5 jednoznačně ukazuje na vysokou odolnost studovaného materiálu vůči stabilnímu rozvoji tvárné trhliny. V úvahu je třeba vzít patrný pokles odolnosti vůči stabilnímu růstu trhliny při zkušební teplotě +350 C, který se projevuje snížením iniciační hodnoty parametru lomové houževnatosti K δ0,2 přibližně o 20 % a celkovým posunem R křivek k nižším úrovním rozevření trhliny δ při přibližném zachování jejich směrnice (viz obr. 3), což souvisí s poklesem hodnot meze kluzu a modulu pružnosti v tahu s rostoucí zkušební teplotou (viz obr.1). Hodnocená lokalita K δ0,2 [MPam 0,5 ] Hodnocená lokalita K δc [MPam 0,5 ] K δcstř. [MPam 0,5 ] základní materiál 0 C základní materiál 20 C základní materiál 350 C 284,2 245,0 192,5 základní materiál 40 C 213,5 326,1 161,9 234 Tabulka 2:Hodnocení lomového chování kotlového plechu v teplotní oblasti 40 až +350 C Table 2: Fracture behaviour of base material in the temperature range 40 až +350 C Odlišný přístup k charakteristice lomového chování si vyžadoval vyhodnocení lomové houževnatosti u zkušebních těles, porušených pří zkušební teplotě 40 C mechanismem náhlého nestabilního lomu v oblasti platnosti elasto-plastické lomové mechaniky. V těchto případech byly vypočteny hodnoty elasto-plastického ekvivalentu lomové houževnatosti K δc podle vztahu 6
K 2ER = δ c (4) 1 ν P0,2 δ. c 2 v němž je kritické rozevření trhliny δ c stanoveno v souladu s rovnicí (1). Výsledky vyhodnocení parametru lomové houževnatosti K δc, stanoveného při zkušební teplotě 40 C, jsou uvedeny v tabulce 2. S ohledem na skutečnost, že tato zkušební teplota již spadá do tranzitní teplotní oblasti, jsou dosažené výsledky vyhodnocení parametru K δc u kotlového plechu v souladu s očekáváním zatíženy rozptylem, který je však ve zmíněné teplotní oblasti pro konstrukční oceli typický. Na druhé straně je však ze získaných výsledků zcela zřejmé, že vypočtená střední hodnota lomové houževnatosti se i při této extrémně nízké teplotě (s přihlédnutím k běžným aplikacím kotlových plechů dané jakosti) nacházejí na zcela akceptovatelné úrovni. Na základě takto vysokých hodnot lomové houževnatosti při zkušební teplotě 40 C byly, pro doplnění komplexnosti získaných experimentálních dat, následně provedeny experimentální práce pro stanovení hodnoty referenční teploty T 0, která je významnou materiálovou charakteristikou konstrukčních ocelí svědčící o jejich odolnosti vůči náhlému nestabilnímu lomu. Na základě její znalosti je možné sestrojit teplotní závislost lomové houževnatosti v tranzitní oblasti. Koncepce referenční teploty je vyčerpávajícím způsobem popsána např. v [8,9]. Určení referenční teploty pak proběhlo v souladu s [8]. Na základě získaných hodnot lomové houževnatosti byla hodnota referenční teploty T 0 kotlového plechu jakosti 15NiCuMoNb5 vypočtena a její hodnota činí T 0 = -101 C. Takto nízká hodnota referenční teploty T 0 svědčí o vynikající odolnosti studovaného materiálu i vůči náhlému nestabilnímu lomu. Jak vyplynulo z měření kinetiky růstu únavových trhlin, studovaný materiál vykazuje velmi dobré vlastnosti i v této charakteristice. Jak vyplývá z obr. 3, změna asymetrie cyklu z hodnoty R = 0,2 na hodnotu R = 0,5 výrazně neovlivnila kinetiku růstu únavových trhlin v oceli 15NiCuMoNb5 při laboratorní teplotě v intervalu rozkmitu faktoru intenzity napětí K (10, 45) MPam 0,5, tedy v oblasti platnosti Paris-Erdoganova vztahu. Stejná změna asymetrie cyklu způsobila při zvýšení zkušební teploty do oblasti pracovních teplot kotlového bubnu jen malou změnu v rychlosti růstu únavových trhlin chrakterizovanou zvýšením rychlosti růstu trhlin v celém sledovaném intervalu rozkmitu faktoru intenzity napětí o přibližně 20 až 35 %. Naproti tomu změna zkušební teploty z laboratorní na +300 C měla významný vliv na kinetiku růstu únavových trhlin ve sledovaném intervalu rozkmitu faktoru intenzity napětí a to pro obě sledované asymetrie cyklu. Toto zvýšení rychlosti růstu únavových trhlin vlivem zvýšené zkušební teploty je největší pro asymetrii cyklu R = 0,5 a činí přibližně 100 % oprotihodnotě získané při laboratorní teplotě. U asymetrie cyklu R = 0,2 je toto zvýšení rychlosti růstu nižší a pohybuje se přibližně na hodnotě 75 %. Na základě dosažených výsledků hodnocení lomového chování a kinetiky růstu únavových trhlin studované oceli je možné konstatovat, že výše zmíněné přednosti lze nepochybně rozšířit i o vysokou odolnost vůči růstu trhlin a to nejen v teplotní oblasti 0 až +350 C, stežejní z hlediska funkční spolehlivosti kotlového tělesa v provozních podmínkách, nýbrž i v celé tranzitní oblasti o čemž svědčí jak dosažené hodnoty lomové houževnatosti při zkušební teplotě 40 C, tak zejména hodnota referenční teploty T 0. Výsledky hodnocení lomového chování v tranzitní oblasti můžeme dále porovnat s odpovídajícími parametry lomového chování konstrukčních ocelí, používaných pro výrobu tlakových nádob. Jedná se zejména o tlusté plechy jakostí SA 508, Gr.3,Cl.2 a SA 533, Type C, Cl.1 podle ASME Code [10] a niobem mikrolegované C-Mn oceli typu 13 116.1 podle VN 41 3116 [11] se sníženou anizotropií a rozšířenými zárukami mechanických vlastností za 7
snížených teplot. Identickým postupem byla u zmíněných plechů z ocelí SA 508, Gr.3,Cl.2 a SA 533, Type C, Cl.1 stanovena úroveň hodnot lomové houževnatosti K δc při teplotě 40 C na střední úrovni 129 resp. 158 MPam 0,5, která je výrazně nižší v porovnání s kotlovým plechem jakosti 15NiCuMoNb5 [12] a hodnoty referenčních teplot T 0 = -48 C, resp. T 0 = -62 C [9]. Na druhé straně však střední hodnota lomové houževnatosti hodnoceného plechu 234 MPam 0,5, dosahuje při zkušební teplotě 40 C přibližně dvoutřetinové úrovně střední hodnoty lomové houževnatosti 359 MPam 0,5,stanovené u tlustého plechu z oceli 13 116.1 [13] (hodnota referenční teploty T 0 = -125 C [9]). 4. ZÁVĚR V předloženém příspěvku jsou shrnuty výsledky hodnocení lomového chování a měření kinetiky růstu únavovoých trhlin kotlového plechu z nízkolegované žárupevné oceli 15NiCuMoNb5 po úplném tepelném zpracování normalizačním žíháním a popouštěním a simulačním žíháním.v teplotním intervalu 0 až +350 C je charakteristickým znakem lomového chování stabilní růst tvárné trhliny a úroveň iniciačních hodnot lomové houževnatosti K δ0,2 se pohybuje v závislosti na teplotě zkoušení v rozmezí 190 až 285 MPam 0,5. Studovaný materiál vykazuje rovněž značnou odolnost vůči vzniku náhlého nestabilního lomu charakterizovanou jednak relativně vysokými hodnotami lomové hoževnatosti při zkušební teplotě 40 C, kdy byla vyhodnocena úroveň lomové houževnatosti K δc nad 200 MPam 0,5, a jednak velmi nízkou hodnotou referenční teploty T 0 = -101 C, a to i v porovnání s hodnotami získanými na odpovídajících konstrukčních ocelích, používaných pro výrobu tlakových nádob. Kotlový plech rovněž vykazoval poměrně malou citlivost kinetiky růstu únavových trhlin na změnu asymetrie zátěžného cyklu, zatímco zvýšení zkušební teploty na + 300 C způsobilo zvýšení rychlosti růstu únavových trhlin o přibližně 100 %. Dosažené výsledky jednoznáčně potvrdily oprávněnost použití oceli této jakosti i pro nejnáročnější energetické aplikace, jako jsou např. tělesa kotlových bubnů. LITERATURA [1] Nickel,H. aj.: Int.J.Přes.Ves.and Piping, 47, 1991, s. 167 [2] Experience with WB 36 (15NICuMoNb5) piping for feedwater systems. V&M report [3] Sobotka,J.aj. Zváranie-Svařování, 51, 2002, s. 154 [4] Vd TÜV-Werkstoffblatt 377/1, Schweissgeeigneter Warmfester Baustahl 15NiCuMoNb (W.Nr. 1.6368), 1999 [5] pren 12952 Water tube boilers, Materials, Part 3: Design and calculations, 1997 [6] ASTM E 561 2002 Standard Practice for R-Curve Determination [7] ESIS P2-92 Procedure for Determining the Fracture Behaviour of Materials [8] ASTM E 1921-2002. Test Method for the Determination of Reference Temperature T 0 for Ferritic Steels in the Transition range [9] Kander,L.,Hodnocení lomového chování konstrukčních ocelí a jejich svarových spojů pomocí zkušebních těles Charpy s únavoovu trhlinou.dizertační práce. VŠB TU Ostrava, FS, Ostrava 2000 [10] ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Sec. I-Power Boilers, Sec.II-Materials, Part A,D, Edition 2001 [11] Norma VN 41 3116, 1986 [12] Kander,L.,Matocha,K.,Tvrdý,M. Fracture Behaviour of Welded Structures operating at Artic Temperatures. In: Junioeromat, Lausanne 1996,s.187 [13] Matocha,K.aj: Zváranie-Svařování, 47, 1998, s. 301 8