DISERTAČNÍ PRÁCE - cvut.czocel-drevo.fsv.cvut.cz/ODK/cz/docs/Disertace/Disertace-Juza.pdf · ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE Fakulta stavební Doktorský studijní program:

ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE

DISERTAČNÍ PRÁCE

KŘEHKOLOMOVÉ VLASTNOSTI STAVEBNÍCH OCELÍ

Praha, září 2009 Ing. Aleš Jůza

ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE Fakulta stavební

Doktorský studijní program: STAVEBNÍ INŽENÝRSTVÍ

Studijní obor: Konstrukce a dopravní stavby

Ing. Aleš Jůza

KŘEHKOLOMOVÉ VLASTNOSTI STAVEBNÍCH OCELÍ BRITTLE FRACTURE PROPERTIES OF CONSTRUCTIONAL STEELS

DISERTAČNÍ PRÁCE K ZÍSKÁNÍ AKADEMICKÉHO TITULU Ph.D.

Školitel: Doc. Ing. Tomáš Rotter, CSc.

Praha, září 2009

Aleš Jůza Křehkolomové vlastnosti stavebních ocelí

Poděkování Tato práce byla zpracována na Katedře ocelových a dřevěných konstrukcí ČVUT v Praze v letech 2006 až 2009. Tímto bych chtěl poděkovat všem členům katedry za vytvoření pracovních podmínek a zázemí během mého doktorského studia. Zvláště bych chtěl poděkovat svému školiteli Doc. Ing. Tomáši Rotterovi, CSc. za jeho náměty, rady, připomínky a podporu, kterou mi v průběhu mého studia poskytoval. Dále bych rád poděkoval Prof. Ing. Jiřímu Studničkovi, DrSc. a Ing. Aleši Lubasovi, Ph.D. za jejich cenné rady a připomínky. Poděkování patří též firmě Metrostav a.s. Divize 7 za poskytnutí materiálu k výrobě zkušebních těles a Doc. Ing. Václavu Mentlovi, CSc. s kolektivem z Mechanické zkušebny Škoda Výzkum s.r.o. Plzeň za pomoc při experimentální činnosti. Tato práce by se neobešla bez finančních prostředků z výzkumného grantu MSM 680770001, 1F44L/078/030 MD ČR 2004-2007, GAČR 103/08/H066 a interního grantu CTU0701911. V Praze, září 2009 Ing. Aleš Jůza

- 2 -


Obsah

Základní přehled použitých symbolů ............................................................................. 5 1 Úvod................................................................................................................................... 6 2 Současný stav problematiky ............................................................................................ 7

2.1 Vývoj lomové mechaniky .......................................................................................... 8 2.1.1 Inglisova teorie napětí ........................................................................................ 8 2.1.2 Stav napjatosti v tělese ..................................................................................... 10 2.1.3 Griffithova teorie lomu..................................................................................... 10

2.2 Lomová mechanika .................................................................................................. 11 2.2.1 Lineární elastická lomová mechanika .............................................................. 12

2.2.1.1 Koncept faktoru intenzity napětí .................................................................. 12 2.2.1.2 Vliv a velikost plastické oblasti před čelem trhliny ..................................... 14 2.2.1.3 Vliv základních parametrů ........................................................................... 17 2.2.1.4 Superpozice faktoru intenzity napětí............................................................ 18

2.2.2 Elasto-plastická lomová mechanika ................................................................. 18 2.2.2.1 J-integrál....................................................................................................... 19 2.2.2.2 Otevření trhliny (CTOD).............................................................................. 20

2.3 Lomová houževnatost .............................................................................................. 22 2.3.1 Vliv materiálu................................................................................................... 22 2.3.2 Vliv teploty....................................................................................................... 22 2.3.3 Vliv tloušťky .................................................................................................... 23 2.3.4 Vliv rychlosti zatěžování.................................................................................. 23 2.3.5 Vliv svařování na lomovou houževnatost ........................................................ 24 2.3.6 Stanovení lomové a vrubové houževnatosti..................................................... 27

2.4 Rychlost růstu trhlin ................................................................................................. 28 2.5 Praktické použití, normy .......................................................................................... 29 2.6 Shrnutí současného stavu problematiky................................................................... 30

3 Cíle disertace a metody jejich dosažení........................................................................ 32 4 Experimentální část........................................................................................................ 33

4.1 Úvod ......................................................................................................................... 33 4.2 Statická lomová houževnatost .................................................................................. 34

4.2.1 Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě ...................................... 34 4.2.2 Závěr................................................................................................................. 35

4.3 Dynamická lomová houževnatost ............................................................................ 36 4.3.1 Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě................................. 36 4.3.2 Závěr................................................................................................................. 37

4.4 Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti............................... 38 4.5 Vrubová houževnatost.............................................................................................. 39

4.5.1 Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě .................................................. 40 4.5.2 Závěr................................................................................................................. 41

4.6 Zkoušky tvrdosti....................................................................................................... 41 4.6.1 Průběhy tvrdosti v tepelně ovlivněné oblasti ................................................... 41 4.6.2 Zkouška tvrdosti svarového spoje .................................................................... 42 4.6.3 Závěr................................................................................................................. 42

4.7 Doplňující experimenty a protokoly ........................................................................ 42 4.7.1 Tahová zkouška................................................................................................ 42 4.7.2 Chemický rozbor .............................................................................................. 43 4.7.3 Mikrostruktura.................................................................................................. 43

4.8 Závěr......................................................................................................................... 43

- 3 -


5 Teoretická část................................................................................................................ 45 5.1 Stanovení kritické délky trhliny, resp. kritického napětí ......................................... 45

5.1.1 Počáteční délka trhliny ..................................................................................... 45 5.1.2 Základní případ tělesa s centrální trhlinou ....................................................... 45 5.1.3 Výpočty na základě ČSN EN 1993-1-10 ......................................................... 47

5.1.3.1 Výpočet lomové houževnatosti .................................................................... 48 5.1.3.2 Parametrická studie dle ČSN EN 1993-1-10................................................ 49

5.1.4 Závěr................................................................................................................. 60 5.2 Korelační vztahy ...................................................................................................... 61

5.2.1 Úvod ................................................................................................................. 61 5.2.2 Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a dynamickou lomovou houževnatostí.................................................................................................................... 61 5.2.3 Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí.................................................................................................................... 62 5.2.4 Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí.................................................................................................................... 63 5.2.5 Závěr................................................................................................................. 64

5.3 Porovnání lomové houževnatosti ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL.................. 65 5.3.1 Diskuze vstupních podmínek, výpočtu a výsledků .......................................... 65

5.3.1.1 S355J2G3 ..................................................................................................... 65 5.3.1.2 S460NL ........................................................................................................ 66 5.3.1.3 S355NL ........................................................................................................ 66

5.3.2 Porovnání statické lomové houževnatosti ........................................................ 67 5.3.3 Porovnání dynamické lomové houževnatosti................................................... 68 5.3.4 Porovnání vrubové houževnatosti .................................................................... 68 5.3.5 Cenové srovnání ............................................................................................... 69 5.3.6 Závěr................................................................................................................. 70

6 Výsledky disertace.......................................................................................................... 71 6.1 Nové poznatky.......................................................................................................... 72 6.2 Přínos pro praxi ........................................................................................................ 72 6.3 Doporučení pro další zkoumání ............................................................................... 72

7 Závěr................................................................................................................................ 73 Literatura ................................................................................................................................ 74 Přílohy ..................................................................................................................................... 78

- 4 -


Základní přehled použitých symbolů a – délka trhliny, hlavní poloosa eliptické trhliny (mm) ac – kritická délka trhliny (mm) aef – efektivní délka trhliny (mm) A – práce vnějších sil (J), tažnost b – vedlejší poloosa eliptické trhliny (mm) B – tloušťka tělesa (mm) ε – obecný symbol pro relativní deformaci (mm/m) E – modul pružnosti (MPa) fy, Rp0,2 – mez kluzu (MPa) fu, Rm – mez pevnosti (MPa) G – hnací síla trhliny (N/m) K – obecný symbol pro faktor intenzity napětí (MPa.m1/2) KI – faktor intenzity napětí v módu I (MPa.m1/2) KC – obecně lomová houževnatost (MPa.m1/2) KIC – základní statická lomová houževnatost vyjádřená pomocí faktoru intenzity

napětí (MPa.m1/2) KJC – statická lomová houževnatost vypočtená z J-integrálu (MPa.m1/2) KID – dynamická lomová houževnatost vyjádřená pomocí faktoru intenzity napětí

(MPa.m1/2) KJD – dynamická lomová houževnatost vypočtená z J-integrálu (MPa.m1/2) KCu2 – vrubová houževnatost na tělese s U vrubem hloubky 2 mm (J, J/cm2) KCv2 – vrubová houževnatost na tělese s V vrubem hloubky 2 mm (J, J/cm2) ν – Poissonova konstanta (-) N – počet cyklů (-) θ – úhel, polární souřadnice (rad) r – vzdálenost od středu, polární souřadnice (mm) 2re – velikost plastické zóny před čelem trhliny (mm) σ – obecný symbol pro normálové napětí (MPa) σmax – maximální pružné napětí (MPa) σnom – nominální napětí (MPa) T – teplota (K, °C) U – deformační energie (J)

- 5 -


1 Úvod První zmínky o neočekávaných haváriích ocelových konstrukcí přišly v průběhu druhé poloviny 19. století, kdy došlo k masovému rozšíření kovů do stavebnictví a strojírenství. Nedostatečné znalosti vedly k řadě havárií mostů, plynojemů, nádrží, potrubí, podvozků železničních vozidel, lodí apod. Příčina byla často v nedostatečné houževnatosti materiálu, ve výskytu vad v materiálu a špatných konstrukčních detailech. S příchodem technologie svařování, která nahradila nýtování od poloviny 20. století, se začaly objevovat další havárie způsobené křehkým lomem v místech svarových spojů konstrukce, kde dochází ke koncentraci napětí. V této době však byly konstrukce dimenzovány pouze podle hodnoty statické pevnosti v tahu. Vlivem nedokonalé technologie svařování se zhoršovala houževnatost materiálu a tak riziko havárií narůstalo, zvláště při nízkých teplotách. Po sérii havárií nákladních a tankových lodí se ukázalo, že hlavním faktorem je vedle nevhodných konstrukčních detailů i nízká kvalita použité oceli. Pro odstranění tohoto rizika se zpřísnily požadavky na výběr materiálu, dále se zdokonalovala technologie svařování a postupně byly vyvíjeny kvalitnější jemnozrnné oceli. Později se svařované detaily dynamicky namáhaných konstrukcí začaly navíc defektoskopicky kontrolovat. Neustálý vývoj konstrukcí vyžaduje lehčí a subtilnější stavby i s využitím ocelí vyšších pevností, které by byly při zachování stávající technologie výroby křehčí, a tak stále narůstá důležitost správné volby materiálu s ohledem na riziko náhlého porušení konstrukce křehkým lomem [21].

- 6 -


2 Současný stav problematiky Náhlé porušení stavební konstrukce křehkým lomem bývá často finálním stádiem únavového procesu. Únavový proces je znám již delší dobu a při návrhu konstrukcí se běžně používá tzv. Wöhlerovský přístup. Posouzení konstrukčního detailu spočívá ve vztahu mezi velikostí rozkmitu napětí a počtu cyklů do porušení. Tato závislost je znázorněna pomocí únavové křivky, tzv. S-N křivky, viz obr. 1. Pokud opakované napětí nepřekročí hranici Δσe, tzv. mez únavy, nedochází k porušení namáhaného prvku ani při nekonečném počtu cyklů.

Obr. 1 – S-N křivka

Zásadní nevýhodou tohoto přístupu je, že hodnotí všechna stádia únavového procesu dohromady. Tedy zahrnuje iniciaci únavové trhliny i její šíření až do kritické délky zakončené křehkým lomem. Neurčuje, kolik cyklů kterému stádiu přísluší. Tímto přístupem nelze určit kritickou délku trhliny resp. kritické napětí na konstrukci s již existující trhlinou s ohledem na ostatní vnější vlivy, jako např. teplota. Nelze ani kvalifikovaně určit zbytkovou životnost takovéto konstrukce. Základní materiál se hodnotí již po několik desetiletí pomocí tranzitního přístupu. Tento přístup k hodnocení odolnosti materiálů a konstrukcí proti porušení křehkým lomem vychází ze znalosti tranzitního chování konstrukčních materiálů a následného požadavku, aby konkrétní konstrukce pracovala při teplotách, které leží v oblasti nad tranzitní teplotou, tedy v oblasti, kde převažuje tendence daného materiálu porušovat se houževnatým lomem [22]. Běžně se jako kritérium používá teplota T50, kdy lomové plochy zkušebních těles vykazují právě 50% houževnatého lomu. Provozní teplota konstrukce pak musí být vyšší než T50, která ještě bývá posunuta o bezpečnost, např. T50 + 30°C, viz obr. 2.

Obr. 2 – Tranzitní přístup

- 7 -


Tato metoda vychází z experimentů na Charpyho kladivu, tedy s relativně malými zkušebními tělesy. Pro větší tloušťky materiálu nastávají komplikace s přenositelností výsledků, případně je nutné použít jiná zkušební zařízení pro vzorky se skutečnými rozměry. Také tento přístup nelze aplikovat na materiály bez tranzitního chování, např. austenitické oceli nebo některé vysokopevnostní oceli. Dnes je nejmodernějším přístupem k analýze únavy a křehkého porušení kovů obor zvaný lomová mechanika. Zabývá se růstem trhliny z již dříve existujícího zárodku a záměrem je vypočítat opakující se intenzitu napětí na špici trhliny, stanovit rychlost jejího šíření a její kritickou délku [1].

2.1 Vývoj lomové mechaniky Koncem 19. století byl přijat názor, že trhlina má vliv na strukturní pevnost, ale podstata tohoto jevu známa nebyla. V roce 1913 Inglis publikoval analytické formulace napětí v blízkosti čela eliptické trhliny v desce. Zjistil, že nezáleží jen na délce trhliny, ale i na poloměru čela trhliny [2]. Základní myšlenky lze připsat teoretickým výpočtům lomu skla, které formuloval roku 1920 Griffith. Na křehký lom pohlíží jako na problém energetické rovnováhy, kde porovnává energetickou ztrátu napětí při lomu s povrchovou energií nově vznikajícího povrchu [3]. Dlouhou dobu nebylo možno Griffithovu teorii aplikovat na kovy, které vykazují značné plastické chování. Až v roce 1948 sestavili Irwin a Orowan energetický model, který popisuje disipaci energie vlivem vytvoření a pohybu dislokací před čelem trhliny, tedy aplikovatelný i na kovové materiály. V roce 1957 Irwin uveřejnil teorii faktoru intenzity napětí a dal tak vzniknout dnešní podobě oboru lomové mechaniky. Byl definován faktor intenzity napětí K a s ním přijata i lineárně elastická lomová mechanika (LELM). Později v roce 1960 Paris a jeho spolupracovníci aplikovali principy lineární lomové mechaniky na šíření únavových trhlin. Výsledky lineární elastické lomové mechaniky však nejsou platné, když lomu předchází značná plastická deformace. V roce 1968 Rice vypracoval zjednodušenou analýzu formování plastické oblasti na čele trhliny, kde rozšířil dosavadní teorii chování trhlin o vznik velké plastické oblasti před čelem trhliny a metodiku výpočtu definováním J-integrálu [4], čímž vytvořil základ elasto-plastické lomové mechaniky (EPLM). V následujících desetiletích vývoj přinesl další zdokonalení výpočtů namáhání těles s trhlinami a metod vyšetření křehkolomových vlastností.

2.1.1 Inglisova teorie napětí Po mnoho let se předpokládalo rovnoměrné rozložení normálového napětí po průřezu hladké tyče namáhané tahem. Byly však již také známy efekty, které vyvolají otvory, rýhy nebo ostré rohy, ale nebylo známo jak v jejich blízkosti vzroste lokální napětí oproti nominálnímu napětí. Tento lokální nárůst napětí je znázorněn na obr. 3, kde trajektorie představují tok napětí okolo nepravidelnosti v průřezu. Zhuštění trajektorií okolo nepravidelnosti závisí na její geometrii, tedy ostrosti vrubu. Takto vzniklé lokální napětí může obsahovat podélné i příčné složky a může dojít i k dvouosé napjatosti [5].

- 8 -


Obr . 3 – Trajektorie napětí

Jedno z prvních zkoumání v oblasti modelování geometrických nespojitostí a defektů provedl Inglis z Cambridgeské univerzity [6]. Jeho teoretické analýzy vyústily v návrh vzorce pro výpočet lokálních napětí v okolí eliptického otvoru s rozumnou přesností výsledků.

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +=

ba21max σσ (1)

kde σmax je největší pružné napětí na čele otvoru, σ je nominální napětí, a je hlavní a b vedlejší poloosa eliptické trhliny. Pokud b je velmi malé v porovnání s a, výrazně se zvýší koncentrace napětí, jak je uvedeno na obr. 4. Pro poměr b/a blížící se k nule použijeme termín ostrá trhlina, jejíž poloměr zakřivení v kořeni trhliny je v molekulárních dimenzích. Hodnota σmax pak dle vztahu (1) roste do nekonečna. V takovýchto případech nelze tuto rovnici aplikovat v praxi. Proto byly vyvinuty metody na zjišťování součinitele koncentrace napětí α s jejichž pomocí může být řešena téměř každá návrhová situace [7], [8] nebo [9].

Obr. 4 – Nárůst napětí v blízkosti vrubu

- 9 -


2.1.2 Stav napjatosti v tělese Lze předpokládat, že na čele trhliny vznikne dvouosá napjatost. Tento stav označujeme jako rovinná napjatost (RN) a nastává, pokud jedno ze tří hlavních napětí je nulové (běžně napětí v příčném směru, tedy rovnoběžně s osou Z). Rovinná napjatost se tedy vyskytuje např. u tenkých plechů. Pojem rovinná deformace (RD) se používá v případech kdy okolní materiál nedovolí příčné zkrácení vlivem namáhání a tím vzniká velké napětí napříč tloušťkou prvku. Vznikne tak trojosá napjatost, která se vyskytuje např. u tlustých plechů. Závislost mezi napětími a deformacemi lze zapsat matematicky [1]:

(RN) EE

yxz

σν

σνε −−= tedy 0=zσ (2)

(RD) EEE

yxzz

σν

σν

σε −−= tedy ( )yxz σσνσ += když 0=zε (3)

kde E je modul pružnosti a ν je Poissonova konstanta.

2.1.3 Griffithova teorie lomu Je zřejmé, že lokální napětí na špici trhliny pro případ b → 0 je σmax → ∞, nemůže být jediným kritériem lomu. Griffith byl první, kdo zformuloval teorii lomu týkající se specifických podmínek, za kterých se malá, ostrá trhlina v namáhaném tělese začne nestabilně šířit [10]. Tento přístup nebyl založen na klasickém pojetí veličin síly a napětí, ale na energetické bilanci. Tuto bilanci bral jako mechanismus přeměny napětí na energii lomu. Takový mechanismus je v případě stabilního lomu závislý na kontinuálním přísunu energie, jinak se šíření trhliny zastaví. Griffith předpokládal, že počátek lomu v ideálně křehkém materiálu nastane, když elastická energie na špici trhliny je větší nebo rovna energii potřebné k vytvoření nového povrchu [11], [12]. Tuto analýzu založil na modelu s eliptickým výřezem o délce 2a s velmi ostrým poloměrem, viz obr. 5.

Obr. 5 – Griffithova trhlina

- 10 -


Později bylo na několika příkladech ukázáno, že Griffithův matematický model lze zjednodušit. Hlavní myšlenkou je spočítat energii v rovnoměrně napjatém plechu bez trhliny a pak odhadnout energii uvolněnou trhlinou o délce 2a vloženou do plechu. Rozdíl těchto dvou energií v závislosti na délce trhliny je znázorněn na obr. 6. Křivka (A) představuje pozitivní přísun energie a křivka (B) negativní množství uvolněné energie.

Obr. 6 – Závislost energie na délce trhliny

Pozitivní energetický přísun, který se mění lineárně s délkou trhliny, je potřebný pro porušení atomových vazeb, čímž vzniká nový povrch trhliny. Pro uvolněnou negativní energii se předpokládá, že roste s kvadrátem délky trhliny. Pokud označíme rychlost uvolňování energie (hnací sílu trhliny) jako G a rovnoměrné pole napětí jako σ, dostaneme základní rovnici pro pružné pole napětí v souladu s Griffithovou teorií [11]. Levá strana rovnice obsahuje materiálové charakteristiky a pravá strana představuje podmínky zatížení a geometrii. (RN) (4) ( ) ( ) 2/12/1 aGE πσ= (RD) (5) ( ) ( ) ( ) 2/122/12/1 1 νπσ −⋅= aGE kde G je hnací síla trhliny, E je modul pružnosti a ν je Poissonova konstanta. Taková délka trhliny a, která splní rovnost pravé a levé strany rovnice (4) nebo (5) se označuje jako kritická délka trhliny ac. Trhlina kratší nebo rovna ac by se za běžných podmínek neměla šířit a delší trhlina se bude pravděpodobně samovolně šířit bez dodávání další energie.

2.2 Lomová mechanika Lomová mechanika využívá metody spojené s analýzou napětí. Jedná se o metody, které vyšetřují pole napětí na čele trhliny z napětí působícího v okolních bodech, tedy ze zatížení aplikovaného na konstrukci.

- 11 -


2.2.1 Lineární elastická lomová mechanika Metody lineární elastické lomové mechaniky (LELM) jsou platné pro pružný materiál. Lze je použít pro stanovení kritického napětí nebo kritické délky trhliny. Průběh napětí v blízkosti čela trhliny je na obr. 7, kde r a θ značí polární souřadnice vyšetřovaného bodu. V těsné blízkosti čela trhliny se teoretické napětí blíží k nekonečnu.

Obr. 7 – Průběh napětí v blízkosti čela trhliny

Pro výpočet kritického napětí nebo kritické délky trhliny je třeba stanovit kritérium, kdy dojde k nestabilnímu šíření trhliny. K tomu dojde, pokud je splněna následující podmínka:

CXX > (6) kde X je veličina vyjadřující působící zatížení a XC je veličina vyjadřující odpor materiálu proti šíření trhliny, běžně lomová houževnatost.

2.2.1.1 Koncept faktoru intenzity napětí Později po formulaci Griffithovy teorie lomu pro velmi křehký materiál, Irwin [12] a Orowan [13] navrhli úpravu, aby tato teorie zahrnovala i kovy vykazující plastické chování. Základ této úpravy spočívá v myšlence, že odpor proti otevírání trhliny je kombinací pružné povrchové energie a plastické energie napětí [14]. Protože rovnice (4) a (5) obsahují člen σ(πa)1/2 reprezentující intenzitu pole napětí na špici trhliny, musí zde být souvislost mezi veličinou vyjadřující intenzitu napětí a souvisejícími materiálovými vlastnostmi. Tato veličina označuje specifickou zónu v blízkosti čela trhliny. V roce 1957 Irwin popsal napjatost v těsném okolí čela trhliny jako faktor intenzity napětí K (obr. 8), kde příslušná napětí jsou vyjádřena rovnicemi:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −=

23sin

2sin1

2cos

2θθθ

πσ

rK

x (7)

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +=

23sin

2sin1

2cos

2θθθ

πσ

rK

y (8)

- 12 -


2

3cos2

sin2

cos2

θθθπ

τr

Kxy = (9)

kde r a θ jsou polární souřadnice.

Obr. 8 – Zóna faktoru intenzity napětí

Index faktoru intenzity napětí K, tzv. mód, se označuje římskými číslicemi I, II a III, které odpovídají způsobu namáhání podle obr. 9. Faktor intenzity napětí KI vyjadřuje tahový mód, KII se používá pro smykový mód a KIII značí antirovinný smykový mód.

Obr. 9 – Způsoby namáhání

- 13 -


Nejčastějším způsobem namáhání je tahový mód, který zahrnuje asi 98% všech běžných ávrhových situací. S touto znalostí je možné odhadnout velikost faktoru intenzity napětí na

hliny [5]:

nšpici tr (RN) (10) ( ) 2/1GEK I =

2/1

2 ⎟⎞

⎜⎛=

GEK I (RD) 1 ⎠⎝ −ν

(11)

dul pružnosti a ν je Poissonova konstanta.

é apjatosti než při rovinné deformaci.

becně lze zapsat Irwinem I

πσ= (12)

skat analytickými metodami [11], stále rozšířenějšími počítačovými odely pomocí metody konečných prvků nebo experimentálně [15]. Z výpočetních modelů je

výstižnější analytické řešení, ale bývá velmi náročné a lze použít jen pro jednoduché

žívá faktor intenzity napětí. V praxi pro kovy nelze připustit na čele trhliny nekonečné napětí. Předpokládáme proto, že vznikne malá plastická oblast ve tvaru kruhu, na obr. 10, nebo klínu, na obr. 11, před čelem trhliny a v ní je maximální napětí omezeno hodnotou meze kluzu fy.

kde G je hnací síla trhliny, E značí mo Z porovnání rovnic (10) a (11) vyplývá, že odolnost proti lomu bude vyšší při rovinnn

definovaný faktor intenzity napětí K pro aplikované pole napětí: O

( ) ( )2/1 gfaK I

kde f(g) je tvarová funkce pro různé tvary trhliny a způsob vnějšího zatížení. Při pohledu na základy lomové mechaniky je nutné zdůraznit, že parametr K, představující hnací sílu trhliny, lze zím

geometrické podmínky.

2.2.1.2 Vliv a velikost plastické oblasti před čelem trhliny K popisu napjatosti v okolí čela trhliny se běžně pou

Obr. 10 – Kruhová plastická oblast na čele trhliny

- 14 -


Obr. 11 – Klínová plastická oblast na čele trhliny

Velikost takovéto plastické oblasti lze pro monotónní zatížení odhadnout jako [1]:

(RN) 2

122 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

y

Ie f

Kr

π (13)

(RD) 2

3122 ⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

y

Ie f

Kr

π (14)

Tento předpoklad umožňuje použít koncepci faktoru intenzity napětí i v případech, kdy materiál není dokonale křehký, ale dochází k malé lokální plastifikaci (tzv. small scale yielding). Tedy za předpokladu, že velikost plastické oblasti před čelem trhliny je výrazně menší než velikost zbytku tělesa, viz obr. 12.

Obr. 12 – Malá plastická zóna

Za těchto podmínek lze použít koncepci faktoru intenzity napětí, ale je třeba počítat s efektivní délkou trhliny:

eef raa += (15) Přesnější určení tvaru a velikosti plastické zóny na čele trhliny pro tahový mód namáhání umožňuje základní podmínka plasticity Huber-Mises-Hencky, na obr. 13, nebo Trescova podmínka, na obr. 14.

- 15 -


Obr. 13 – Plastická zóna (Huber-Mises-Hencky)

Obr. 14 – Plastická zóna (Tresca)

Plastická zóna před čelem trhliny po celé tloušťce tělesa B má tvar tzv. psí kosti (dog-bone), viz obr. 15, za předpokladu konstantního faktoru intenzity napětí ve směru délky trhliny a stavu rovinné deformace uvnitř tělesa a rovinné napjatosti na okrajích tělesa. Aby tato kritéria platila, musí být splněna podmínka minimální tloušťky tělesa (16), která zaručuje dominantní stav rovinné deformace [23].

2

5,2 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛>

y

IC

fK

B (16)

kde KIC je základní lomová houževnatost materiálu a fy mez kluzu.

- 16 -


Analytické rovnice tvaru plastické oblasti podle podmínky plasticity Huber-Mises-Hencky:

(RN) ( ) ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ++⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= θθ

πθ cossin

231

412 2

2

y

Ie f

Kr (17)

(RD) ( ) ( ) ( ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +⋅−+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= θνθ

πθ cos121sin

23

412 22

2

y

Ie f

Kr ) (18)

Obr. 15 – Plastická zóna po tloušťce tělesa (tzv. dog-bone)

2.2.1.3 Vliv základních parametrů Základ celého přínosu Irwina je v tom, že délka a tvar existující trhliny mohou být návrhovými parametry, pokud budeme znát pole napětí od zatížení a houževnatost materiálu. Pak je možné s rozumnou pravděpodobností určit kritickou délku trhliny, pod kterou by se trhlina měla za běžných provozních podmínek šířit stabilně. Důležité je, že změnou houževnatosti se významně změní kritická délka trhliny ac. Pro nekonečné těleso lze tuto podmínku matematicky zapsat jako:

21

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

σπIC

cK

a (19)

kde σ je napětí od vnějšího zatížení a KIC je základní lomová houževnatost materiálu.

- 17 -


2.2.1.4 Superpozice faktoru intenzity napětí Pokud pracujeme s lineární elastickou lomovou mechanikou, intenzity napětí od jednotlivých částí zatížení mohou být sečteny dohromady, za předpokladu, že je stejný i způsob jejich zatížení. Složité zatížení tak lze rozložit na několik jednoduchých zatěžovacích situací, viz (20), a vyřešit složité návrhové situace za pomoci jednoduchých výrazů pro faktor intenzity napětí. Takto lze například rozložit problém prutu zatíženého zároveň několika vnějšími zatíženími a zbytkovým napětím od výroby či svařování. Pro různá obecná zatížení současně působící tedy platí: ( ) ( ) ( ) ( ) ...+++= CKBKAKFK IIII (20) kde F je součet jednotlivých zatížení A, B, C...

2.2.2 Elasto-plastická lomová mechanika Pro houževnaté materiály nelze použít metody lineární elastické lomové mechaniky, protože obvykle u takových materiálů před závěrečnou ztrátou stability probíhá pomalý a stabilní růst trhliny. Vzniklá plastická oblast může zasahovat přes celou zbytkovou šířku tělesa, viz obr. 16 (tzv. large scale yielding), a tak pro hodnocení kritérií stability trhliny musíme použít metody elasto-plastické lomové mechaniky (EPLM) založené na základě energetické bilance.

Obr. 16 – Velká plastická oblast

Plastického chování materiálu lze popsat pomocí koncepce hnací síly, která je založena na využití energetického kritéria. Pomocí obecného vztahu (22) je vyjádřena celková energetická bilance tělesa s trhlinou při zatížení vnějšími silami [17]. (22) yv WUAW ++−= kde Wv je celková volná energie tělesa, A je práce vnějších sil, U je deformační energie, Wy je disipační (potenciální) energie trhliny, která je závislá na délce trhliny, tloušťce tělesa, velikosti lomové plochy vytvořené šířící se trhlinou a specifické energii trhliny. Pokud celková volná energie tělesa s trhlinou dosáhne svého maxima, dojde ke ztrátě stability trhliny a ta se začne šířit. Rovnici (22) lze zapsat v diferenciálním tvaru podle přírůstku délky trhliny:

- 18 -


( )a

Wa

UA y

∂

∂=

∂−∂ (23)

U elasto-plastických materiálů závěrečné ztrátě stability předchází pomalý stabilní nárůst trhliny, který je provázen nárůstem odporu proti jejímu šíření, resp. veličiny XC [17]. Zobecněním rovnice (23) získáme podmínku, při jejímž splnění se trhlina stává nestabilní:

a

XaX C

∂∂

>∂∂ (24)

kde veličina X představuje např. hnací sílu trhliny a veličina XC je např. lomová energie v závislosti na způsobu určení křehkolomových veličin. Kombinací rovnic (6) a (24) jsou při plastickém chování materiálu dány podmínky za jakých se trhlina nešíří nebo je její nárůst stabilní.

2.2.2.1 J-integrál J-integrál je křivkový integrál kolem čela trhliny představující míru uvolnění energie na jednotku plochy. Jeho hlavní výhodou je, že jej lze aplikovat na materiály s lineárním i nelineárním chováním a je nezávislý na velikosti tělesa, délce trhliny i integrační cestě. Je definován jako:

dsxu

TWdyJ ii∫

Γ ∂∂

−= (25)

kde W je hustota deformační energie, Ti jsou složky vektoru tahové síly kolmé na hranici Γ a ui jsou složky vektoru posunu znázorněné na obr. 17.

Obr. 17 – Křivkový integrál

- 19 -


Rice [4] prokázal, že J-integrál vyjadřuje změnu potenciální energie tělesa (A-U) v závislosti na délce trhliny a:

( )a

UAJ∂−∂

= (26)

V případě lineárně elastického chování materiálu je J-integrál shodný s hnací silou trhliny G. Pokud tato hnací síla G je menší než lomová houževnatost GC, pak se předpokládá nulové nebo stabilní šíření trhliny. Za stejného předpokladu je možné použít vztah pro převod mezi faktorem intenzity napětí KI a J-integrálem:

(RN) E

KGJ I2

== (27)

(RD) ( 22

1 ν−== )E

KGJ I (28)

Podmínka nulového nebo stabilního nárůstu trhliny tak vznikne dosazením hodnot J a JC, které představuje houževnatost materiálu vyjádřenou J-integrálem, do rovnic (6) a v případě plastického chování materiálu i do rovnice (24).

2.2.2.2 Otevření trhliny (CTOD) Základem metody (CTOD – crack tip opening displacement) je rozevírání líců trhliny při jejím šíření. Typicky se používá těleso zobrazené na obr. 18, které dovoluje měřit rozevření trhliny Δ jak při elasto-plastických, tak i plně plastických deformacích. Při experimentu je měřena závislost síly F na rozevření Δ.

Obr. 18 – Základní CTOD model

Za použití detailnějšího modelu zahrnujícího plasticitu na čele trhliny, viz obr. 19, je možné odvodit velikost δ, které je přímým vyjádřením veličiny CTOD.

- 20 -


Obr. 19 – Model zahrnující plasticitu na čele trhliny

Výpočet veličiny CTOD z modelu na obr. 19:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛==

y

y

fEaf

CTOD2

secln8 πσπ

δ (29)

kde a je polovina skutečné délky trhliny, σ je nominální napětí od vnějšího zatížení, fy je mez kluzu a E je modul pružnosti materiálu. Pokud je splněn předpoklad lineárně elastického chování, je možné použít vztah pro převod mezi faktorem intenzity napětí KI a CTOD.

Ef

KCTODy

I2

= (30)

Podmínka nulového nebo stabilního nárůstu trhliny pak opět vznikne dosazením hodnot CTOD a CTODC, vyjadřující zde houževnatost pomocí limitního rozevření, do rovnic (6) a v případě plastického chování materiálu i (24).

- 21 -


2.3 Lomová houževnatost Konstrukční oceli se mohou porušit křehce nebo houževnatě. Způsob porušení závisí na lomové houževnatosti oceli KC. Ta se odvíjí především od chemického složení a způsobu výroby, od provozní teploty, míry omezení plastické deformace, resp. tloušťky materiálu, a rychlosti zatěžování. Houževnatost je v podstatě měřítkem schopnosti materiálu absorbovat energii v blízkosti ostrého vrubu [1]. Konkrétní hodnoty lomové houževnatosti pro danou značku oceli v závislosti na teplotě, tloušťce materiálu a rychlosti zatěžování známé nejsou.

2.3.1 Vliv materiálu S rozdílným chemickým složením materiálu se mění lomová houževnatost. Ale i pro jednu značku oceli se může lišit, dokonce mnohem výrazněji, než ostatní mechanické vlastnosti. Hodnota lomové houževnatosti závisí na tavbě, způsobu a směru válcování a na technologii výroby ocelové konstrukce, například svařování, kdy se v okolí svaru formuje mikrostruktura materiálu. U válcovaných profilů a plechů rozhoduje i směr šíření trhliny vzhledem ke směru válcování, rozdíl může být až několik desítek procent. Lomová houževnatost významně závisí na jakosti oceli.

2.3.2 Vliv teploty Dalším významným faktorem ovlivňujícím lomovou houževnatost je teplota. Se vzrůstající teplotou T za podmínek rovinné napjatosti při konstantní rychlosti zatěžování roste i hodnota lomové houževnatosti. Rychlost tohoto nárůstu není konstantní, ale zvětšuje se až do teploty TU, tzv. horní prahové teploty, viz obr. 20.

Obr. 20 – Závislost lomové houževnatosti KC na teplotě T

- 22 -


Nárůst lomové houževnatosti lze rozdělit na čtyři stádia. Zpočátku, při nízkých teplotách, hodnota KC stoupá velmi pomalu a lomová plocha vykazuje známky křehkého porušení. Ve druhém stádiu je nárůst hodnot rychlejší a lomová plocha vykazuje vedle křehkého porušení i nepatrné části houževnatého porušení. Ve třetím stádiu označovaném jako tranzitní oblast dochází k prudkému nárůstu hodnot, kde se vyskytuje i stabilní houževnaté šíření trhliny. Poslední stádium představuje horní mez, kdy už výsledné hodnoty téměř nerostou a zkoušený prvek je porušen houževnatě.

2.3.3 Vliv tloušťky S nárůstem tloušťky tělesa B dochází k vyššímu stupni omezení deformace v okolí čela trhliny a s tím klesá lomová houževnatost až dosáhne hodnoty KIC, která vyjadřuje základní lomovou houževnatost materiálu při nejtěžších podmínkách prostorové napjatosti, tedy ve stavu rovinné deformace, viz obr. 21.

Obr. 21 – Závislost lomové houževnatosti KC na tloušťce materiálu B

Tento jev vyplývá z rovnic (17) a (18). Vysvětlit lze tak, že se zvětšující se tloušťkou tělesa klesá podíl materiálu ve stavu rovinné napjatosti, při kterém je umožněn rozvoj plastické deformace na povrchu tělesa, a stoupá podíl materiálu ve stavu rovinné deformace uvnitř tělesa, jak je také znázorněno na obr. 15.

2.3.4 Vliv rychlosti zatěžování Rychlost zatěžování se projevuje tak, že s jejím nárůstem dochází k poklesu lomové houževnatosti oceli za předpokladu konstantní teploty T, viz obr. 22. Důvodem je, že při velké rychlosti zatěžování nestačí dojít k plastifikaci materiálu na špici trhliny. Dynamické zatížení lze v tomto smyslu definovat jako takové zatížení, u kterého dojde k lomu za méně než 0,01s od začátku zatěžování. Pokud k lomu dojde za déle než 1s, lze zatížení považovat za kvazi-statické.

- 23 -


Obr. 22 – Závislost lomové houževnatosti KC na rychlosti zatěžování za teploty T

Pokles lomové houževnatosti v závislosti na rychlosti zatěžování je ovlivněn i teplotou, kdy při velmi nízkých teplotách materiál ztrácí schopnost plastifikace a proto hodnota lomové houževnatosti už dále s rostoucí rychlostí zatěžování neklesá.

2.3.5 Vliv svařování na lomovou houževnatost Jak již bylo dříve zmíněno, oceli používané ve stavebnictví musí mít kromě pevnosti a tažnosti i dostatečnou vrubovou resp. lomovou houževnatost, zvláště pro dynamicky namáhané svařované konstrukce. V důsledku přechodu tepla ze svaru do základního materiálu v průběhu svařování se vytvoří tepelně ovlivněná oblast, jejíž mikrostruktura se liší od základního materiálu. V rámci tepelně ovlivněné oblasti jsou nejvíce ohroženy části s hrubými zrny, které se nacházejí velmi blízko samotného spoje, v tzv. lokální křehké oblasti. Při vícevrstvém svařování se tato lokální křehká oblast může dále měnit díky opakovanému přechodu vysokých teplot a vykazuje velmi složitou mikrostrukturu. Ta pramení z komplikované tepelné historie a proto není reálně možné odhadnout její lomovou houževnatost. Stupeň zkřehnutí závisí především na materiálových vlastnostech a podmínkách svařování. Obecně u jednovrstvých svarů dochází snáze k vytvoření lokální křehké oblasti a tato oblast pak zásadně ovlivňuje lomovou houževnatost v blízkosti svaru. Hlavní vliv na mechanické vlastnosti oceli mají: železo Fe a uhlík C. Konstrukční oceli obsahují uhlík maximálně do 2,0% hmotnosti, běžně pro stavební konstrukce kolem 0,2% hmotnosti. Vztah mezi těmito prvky je znázorněn bilineárním rovnovážným diagramem Fe-C, viz obr. 23, v závislosti na teplotě a procentuálním zastoupením hmotnosti uhlíku [20], [24].

- 24 -


Obr. 23 – Fe-C diagram

Rovnovážný diagram Fe-C obsahuje následující pevné fáze: • γ-Austenit – vyskytuje se při vyšších teplotách, kubicky plošně centrovaná

mřížka schopná pojmout až 2% uhlíku. • α-Ferit – vyskytuje se při pokojových teplotách, kubicky prostorově

centrovaná mřížka schopná pojmout pouze kolem 0,02% uhlíku. • δ-Ferit – vyskytuje se při teplotách těsně pod bodem tání železa, kubicky

prostorově centrovaná mřížka schopná pojmout pouze kolem 0,08% uhlíku. • Fe3C-Cementit – na rozdíl od austenitu a feritu je velmi tvrdý a křehký, což je

dáno jeho vysokým obsahem uhlíku 6,7%. Chladnutím austenitu ocel přechází na směs feritu a cementitu. Struktura střídavých vrstev feritu a cementitu v jednom zrnu se nazývá perlit. Tloušťka jednotlivých vrstev je závislá na rychlosti ochlazování. Rychlejší ochlazení vede k vytvoření tenkých vrstev, které jsou blízko u sebe, zatímco pomalé ochlazení vytvoří mnohem hrubší strukturu s malou houževnatostí. Pokud je ochlazení velmi rychlé, nestihne se vytvořit jemná struktura perlitu, ale vznikne velmi tvrdá nepravidelná struktura martensitu v podobě různě směrovaných tenkých jehliček. Obsah uhlíku a tepelné úpravy zásadně ovlivňují strukturu a tím i mechanické vlastnosti oceli. Při odstraňování zbytkových pnutí nebo pro odstranění tvrdé martensitické struktury se používá žíhání, tedy opětovné zahřátí oceli na předepsanou teplotu s řízeným chladnutím. Vážným tepelným zásahem do mikrostruktury oceli je i její svařování a následné chladnutí. Při svařování dochází ke spojování svařovaného a přídavného materiálu při jeho ohřevu. Velká rychlost zahřátí, vysoká dosažená teplota a následné rychlé ochlazení způsobují značné změny v rovnovážném diagramu Fe-C. Samotný svar vznikne krystalizací roztaveného kovu a v jeho blízkosti se vytvoří tepelně ovlivněná oblast, která nebyla roztavena, ale její struktura a vlastnosti se změnily díky vysoké působící teplotě. Tyto změny v mikrostruktuře po svařování oceli jsou znázorněny na obr. 24. Všeobecně se tak předpokládá, že tepelně ovlivněná oblast v těsné blízkosti svaru má horší křehkolomové vlastnosti díky zbytkovým pnutím, ovlivněním mikrostruktury a možnosti vzniku defektů. Proto se v některých případech místa svarových spojů dodatečně tepelně upravují žíháním [25].

- 25 -


Obr. 24 – Tepelně ovlivněná oblast

Struktura zrn z obr. 25 v blízkosti jednovrstvého svaru je znázorněna na obr. 24. Pokud je svařování vícevrstvé, dochází k opakovaným proměnám teplot v jednotlivých místech průřezu a tím i k dalším změnám v mikrostruktuře tepelně ovlivněné oblasti [26].

Obr. 25 – Mikrostruktura zrn

a) Směs zrn feritu a perlitu. Teplota pod hranicí A1, mikrostruktura se výrazně nemění. b) Perlit se přeměňuje na austenit, ale teplota není dostatečná k překonání hranice A3, jen

některá zrna jsou přeměněna. Při chladnutí se normalizují pouze transformovaná zrna. c) Teplota mírně přesáhne hranici A3 a dojde k plné přeměně na austenit. Při chladnutí

jsou všechna zrna normalizována. d) Zásadně je překročena teplotní hranice A3 a zrna mohou růst. Při chladnutí dojde ke

vzniku feritu na kraji zrn a perlitu uvnitř jednotlivých zrn. Tato hrubá zrna jsou náchylná k vytvoření tvrdé a křehké struktury v závislosti na rychlosti chladnutí. Proto nejčastěji dochází ke vzniku křehkého lomu v této oblasti.

Z výše uvedeného vyplývá, že při výrobě svařovaných konstrukcí hraje velmi důležitou roli volba technologického postupu svařování. Čím vyšší teplota je potřeba pro svaření, tím více narůstá riziko negativního ovlivnění křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné oblasti. V tomto směru je pro dynamicky namáhané konstrukce vhodné upřednostnit technologicky náročnější vícevrstvý svar z tenčích svarových vrstev než použít tlustý jednovrstvý svar. Oceli

- 26 -


určené do nízkých teplot vyžadují jemnou a pravidelnou perlitickou strukturu s vysokou houževnatostí, které se dosáhne normalizačním nebo termomechanickým válcováním. Při svařování těchto ocelí je nutností zvolit technologický postup svařování tak, aby co nejméně ovlivnil jejich mikrostrukturu, tedy použití tenkých vícevrstvých svarů s předehřevem.

2.3.6 Stanovení lomové a vrubové houževnatosti Stanovit lomovou a vrubovou houževnatost lze pouze experimentálně, i když jsou prováděny pokusy jak ji modelovat numericky ze znalosti jiných materiálových charakteristik [29]. Pro získání konkrétní hodnoty lomové nebo vrubové houževnatosti existují normativní postupy. Statická lomová houževnatost se měří na zkušebních tělesech o větších rozměrech stanovených normou [32] podle navržené tloušťky plechu. Používají se dva základní typy zkušebních těles, rozšířenější těleso 3PB namáhané trojbodovým ohybem a těleso CT namáhané excentrickým tahem. Na zkušebním tělese je třeba vytvořit velmi ostrý vrub nacyklováním únavové trhliny. Samotná zkouška na 3PB tělesech se provádí v lisu, kde je zkušební vzorek namáhán ohybem. V průběhu zatěžování se měří průhyb vzorku a zatěžovací síla. Na lomové ploše je pak stanovena počáteční délka trhliny a délka protažené trhliny. Pokud dojde k lomu, lze z těchto naměřených hodnot stanovit hodnotu statické lomové houževnatosti vyjádřenou např. J-integrálem. Pokud k lomu nedojde, lze hodnotu lomové houževnatosti stanovit z většího počtu zkoumaných těles pomocí J-R křivky. Výhodou těles s tloušťkou shodnou jako na skutečné konstrukci je, že vystihuje skutečný stav rovinné napjatosti a nebo rovinné deformace přes tloušťku tělesa. Tato zkouška je časově i finančně velmi náročná zvláště pro experimenty za nízkých teplot. Pro vyšetřování lomové houževnatosti oceli použité na stávající konstrukci je třeba odebrat značné množství materiálu, což nemusí být vždy možné. Dynamická lomová houževnatost se měří na malých zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm. Podobně jako v případě statické lomové houževnatosti je třeba vytvořit velmi ostrý vrub nacyklováním únavové trhliny. Samotná zkouška se provádí přeražením zkušebního vzorku instrumentovaným Charpyho kladivem. Přitom se pomocí tenzometrů měří síla na břitu kladiva a posun v průběhu lomu vzorku, respektive průhyb zkušebního vzorku [33]. Na lomové ploše se stanoví stejné veličiny jako při statickém zatěžování. Při přeražení tělesa lze dynamickou lomovou houževnatost z těchto údajů vyjádřit opět např. J-integrálem, pokud nedojde k lomu, pak je nutné stanovit její hodnotu pomocí J-R křivky. Tato zkouška je také časově i finančně náročná a vyžaduje vybavení laboratoře instrumentovaným Charpyho kladivem. Vzhledem k velikosti zkušebních vzorků je ale vhodná i pro vyšetřování lomové houževnatosti materiálů použitých na stávající konstrukci. Nevýhoda spočívá v přenosu výsledků na prvky s většími rozměry, nebo případné použití velmi náročných experimentů na velkorozměrových tělesech, které vyžadují speciální zkušební vybavení. Vrubová houževnatost se stanovuje na malých zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm s normovaným V nebo U vrubem. Na běžném Charpyho kladivu se vzorek přerazí a ze stupnice se odečte hodnota nárazové práce, ze které se přímo vypočte vrubová houževnatost [34]. Případně lze tuto zkoušku provádět na instrumentovaném Charpyho kladivu, kdy je postup podobný s určením dynamické lomové houževnatosti.

- 27 -


Tato zkouška patří mezi kontrolní srovnávací zkoušky kvality při výrobě a proto musí být jednoduchá, levná a snadno reprodukovatelná. Provádí se už ve válcovnách jako průkaz zatřídění oceli a hodnota vrubové houževnatosti je nedílnou součástí materiálových listů. Vzhledem k nárokům zkoušek statické a dynamické lomové houževnatosti je úkolem výzkumu nalézt korelaci s vrubovou houževnatostí, kterou lze vyšetřit mnohem snáze. Korelační vztah mezi vrubovou houževnatostí a statickou nebo dynamickou lomovou houževnatostí není zcela výstižný, protože mechanismus lomu se u těchto zkoušek mírně liší. Přesnější je korelace mezi statickou a dynamickou lomovou houževnatostí, čímž lze také dosáhnout jisté finanční úspory.

2.4 Rychlost růstu trhlin Rychlost růstu trhliny lze popsat při cyklickém zatěžování o konstantní amplitudě napětí. Zjednodušeně je nárůst délky trhliny da funkcí počtu cyklů zatížení dN a změně faktoru intenzity napětí ΔK. Tento vztah lze zapsat tzv. Parisovou rovnicí [16]:

( )mKCdNda

Δ⋅= (21)

Kde dNda je rychlost šíření trhliny, ΔK je amplituda faktoru intenzity napětí a C, m jsou

materiálové konstanty. Na obr. 26 je zachycen růst trhliny, běžně zobrazovaný v logaritmických měřítcích. ΔKI zde vyjadřuje mechanickou hnací sílu trhliny nezávislou na geometrii tělesa. Oblast I koresponduje s mezí únavy, pod níž se trhliny nešíří, nebo jen velmi pomalu. Oblast II představuje lineární vztah mezi rychlostí šíření trhliny a počtem cyklů zatížení. Rychlost šíření trhliny se běžně pohybuje kolem 10-6 až 10-3 mm/cyklus. Oblast III je často uváděna jako mechanismus statického porušení, protože porucha nastává po relativně malém počtu cyklů. Rychlost šíření trhliny je v této oblasti zvětšena kombinací únavy a statického režimu tvárného trhání.

- 28 -


Obr. 26 – Rychlost šíření trhliny v závislosti na změně faktoru intenzity napětí ΔKI

Cílem únavových zkoušek LELM je stanovení meze únavy Kth, pod níž se nepředpokládá růst trhlin, rychlosti šíření trhliny da/dN v závislosti na ΔKI a horní hranice, kdy už dochází k nestabilnímu růstu trhliny, tedy lomovou houževnatost KC. Pro výpočet únavové životnosti je pak nutné zjistit materiálové konstanty C a m, které jsou pro většinu konstrukčních ocelí známé a jsou závislé na druhu oceli a způsobu její výroby.

2.5 Praktické použití, normy Dynamicky namáhané konstrukce a zvláště ocelové mosty musíme posoudit proti křehkému lomu podle normy ČSN EN 1993-1-10 [35]. Pro návrh ocelových mostů lze použít tabulku 2.1 „Největší přípustné tloušťky části v mm“, která vymezuje maximální tloušťky navrhovaných částí. Tato norma vychází z hodnot vrubové houževnatosti materiálu za dané teploty. Uvedená tabulka v ČSN EN 1993-1-10 platí pro oceli třídy S235 až S690 a je určena pro sedm referenčních teplot od +10°C do -50°C a pro tři úrovně napětí určené jako zlomek nominální hodnoty meze kluzu stanovené ze speciální kombinace zatížení. Tato norma rovněž umožňuje posoudit prvky konstrukce podle požadované hodnoty lomové houževnatosti. Určení lomové houževnatosti je možné pomocí metod lomové mechaniky, zmíněných v této práci. Druhou alternativou je posouzení numerické. To lze provést za použití jednoho nebo více velkorozměrných zkušebních vzorků. Aby bylo dosaženo reálných výsledků, mají být modely konstruovány a zatěžovány podobným způsobem jako skutečná konstrukce.

- 29 -


2.6 Shrnutí současného stavu problematiky Při posouzení ocelové konstrukce je nutno provést i posudek z hlediska křehkého lomu. Tento posudek se používá pro novostavby i pro stávající konstrukce s již existující trhlinou a je založen na využití metod lomové mechaniky. Na jejím základě je možné pro návrh nových konstrukcí konzervativně použít tabulku z normy pro stanovení největších přípustných tlouštěk plechu za dané provozní teploty [35]. Tento postup vychází z minimální požadované hodnoty vrubové houževnatosti zvolené oceli, nikoliv lomové houževnatosti, a je stanoven v závislosti na podílu napětí k nominální hodnotě meze kluzu vypočteného ze speciální kombinace zatížení. Taktéž nepostihuje rozdílné návrhové situace a detaily. Alternativou použití této tabulky je přiléhavější výpočet metodami lomové mechaniky se znalostí skutečné hodnoty lomové houževnatosti použitého materiálu. Pro stávající konstrukce s trhlinou zatížené časově proměnným namáháním je třeba zjistit rychlost šíření trhliny a její kritickou délku, aby mohla být stanovena zbytková životnost takovéto konstrukce. Lomová mechanika se dělí na dvě hlavní oblasti:

o Lineární elastická lomová mechanika – je platná pro lineárně elastické materiály. Hlavní metodou výpočtu je koncepce faktoru intenzity napětí K.

o Elasto-plastická lomová mechanika – se používá pro houževnaté materiály. Je založena na energetické bilanci a využívá hlavně metody J-integrálu nebo CTOD, případně s využitím J-R křivky.

Kritické napětí na špici trhliny nebo její kritickou délku je možno vypočítat několika způsoby, viz kapitola 2.2. Všechny podmínky stability trhliny obsahují jako porovnávací kritérium hodnotu lomové houževnatosti materiálu, která je vyjádřena různými veličinami v závislosti na prováděném výpočtu. Pro LELM se nejčastěji používá houževnatost vyjádřená veličinou KC. Při aplikaci EPLM pak používáme veličiny vypočtené nejčastěji J-integrálem nebo metodou CTOD, které se pro praktické využití převádějí na veličinu KC. Pro zjištění křehkolomových vlastností materiálu máme metodu na určení statické a dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti. Databáze konkrétních hodnot pro běžné stavební oceli však není k dispozici. Pro bezpečnost svařovaných konstrukcí jsou důležité i hodnoty lomové houževnatosti svarového kovu a obzvláště tepelně ovlivněné oblasti, kde dochází ke složitým mikrostrukturálním přeměnám. V této oblasti se na Fakultě stavební, ČVUT v Praze, provádí již několik let výzkum. Prozatím byl zaměřen na stanovení křehkolomových vlastností pro základní materiál, tepelně ovlivněnou oblast a svarový kov oceli S355J2G3 a S460NL. Kromě konkrétních hodnot byly stanoveny korelační vztahy mezi statickou, dynamickou a vrubovou houževnatostí [18], [19]. Podobný výzkum provádí i jiné univerzity a státní organizace ve světě, zvláště z těch oblastí, které jsou častěji ohroženy zemětřesením jako jsou například USA, Čína, Japonsko, Austrálie, Nový Zéland, Turecko. Převážně je však výzkum křehkolomových vlastností ocelí záležitostí strojírenství, loďařství a také jaderného průmyslu. Experimenty s tepelně ovlivněnou oblastí ze zahraničí přinášejí další zajímavé výsledky. Např. v Číně byla zkoumána tepelně ovlivněná oblast oceli s označením SS400, přibližně odpovídající naší S355J2G3, kde i přes růst zrna se křehkolomové vlastnosti po svařování nezhoršily [27]. V Koreji byla testována ocel SA 508, která přibližně odpovídá naší oceli S420NL, přechodem tepla simulujícím dvojvrstvé svařování s různými hodnotami teplot [28]. Všeobecně se houževnatost tepelně ovlivněné oblasti zhoršila v závislosti na aplikovaných

- 30 -


teplotách při prvním a druhém cyklu ohřevu. Po žíhání se většinou naopak ještě zvýšila nad houževnatost základního materiálu. Dále bylo zjištěno, jak se podílí uhlík na vytváření lokálních křehkých oblastí v rámci tepelně ovlivněné oblasti.

Dosavadní výzkum na ČVUT v Praze lze shrnout:

o Konstrukce s již existující trhlinou nelze posuzovat jinak než metodami lomové mechaniky za znalosti lomové houževnatosti použitého materiálu. Proto je z hlediska stavební praxe třeba zkoumat lomovou houževnatost, zvláště za nízkých teplot, kdy je ocel náchylnější ke křehkému lomu. Normou stanovená návrhová teplota pro ocelové mosty je -35°C a pro spřažené mosty -25°C.

o Obecně se předpokládá, že nejslabším místem z hlediska křehkého lomu je

tepelně ovlivněná oblast. Dosavadní výsledky experimentálního vyšetřování provedeného na Fakultě stavební v uplynulých letech však tuto hypotézu nepotvrdily.

o Zkoušky statické i dynamické lomové houževnatosti jsou časově i finančně

velmi náročné a proto se zdá být velmi výhodné vytvoření korelačních vztahů mezi těmito veličinami a vrubovou houževnatostí.

- 31 -


3 Cíle disertace a metody jejich dosažení

Hlavní cíle disertace jsou následující:

o Stanovení konkrétních hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti pro základní materiál a tepelně ovlivněnou oblast oceli S355NL za nízkých teplot včetně dalších běžných materiálových zkoušek. Jedná se o běžný detail spoje tlustých pásnic mostních nosníků tupým svarem X. Výsledky disertace slouží k vyloučení rizika porušení důležité části konstrukce křehkým lomem. S hodnotami lomové houževnatosti provést parametrickou studii pro výpočet kritického napětí resp. kritické délky trhliny pro různé návrhové situace za nízkých teplot.

o Nalezení korelačních vztahů mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami,

tedy statickou lomovou houževnatostí, dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí. Hlavním důvodem je značná náročnost získání hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a poměrně jednoduše získatelná hodnota vrubové houževnatosti.

Metody pro dosažení cílů disertace:

1. V akreditovaných laboratořích ŠKODA VÝZKUM s.r.o. v Plzni byly provedeny z oceli S355NL za různých teplot experimenty, viz kapitola 2.3.6, pro získání konkrétních hodnot:

a) statické lomové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 50x100x400 mm v trojbodovém ohybu

b) dynamické lomové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm

c) vrubové houževnatosti na zkušebních tělesech o rozměrech 10x10x55 mm.

2. Pomocí statistických a pravděpodobnostních metod nalézt korelační vztahy mezi každými dvěma křehkolomovými charakteristikami zjištěnými v bodě 1 v závislosti na zvolené teplotě.

3. Za použití konkrétních hodnot lomové houževnatosti z experimentů, popsaných

v bodě 1, metodami lomové mechaniky stanovit kritické napětí resp. kritickou délku trhliny na zvolené pásnici o tloušťce 50 mm pro různé druhy trhliny.

- 32 -


4 Experimentální část S ohledem na dvě předcházející práce [18] a [19], ve kterých byla vyšetřována lomová houževnatost ocelí S355J2G3 a S460NL, byla pro experimentální vyšetřování v této disertační práci použita ocel S355NL, která se uplatňuje v mostním stavitelství. Za základ experimentu byl zvolen jeden z častých a vysoce namáhaných detailů na mostních konstrukcích, tedy svařovaný příčný spoj pásnic. S ohledem na využití kvalit této oceli byla pro vyšetřování zvolena tloušťka 50 mm, kde lze očekávat dominantní stav rovinné deformace. Svaření takové tloušťky materiálu vyžaduje X svar, aby se minimalizovala spotřeba přídavného materiálu a snížil přestup tepla do okolí svaru. Z hlediska praxe se volí X svar buď symetrický nebo nesymetrický. Symetrický X svar má minimální spotřebu přídavného materiálu, ale hodí se pro svar dílenský, kdy lze, při použití polohování, svařovat bez problémů z obou stran. Naopak nesymetrický X svar se používá pro svar montážní, kdy se menší část svařuje v poloze nad hlavou. Nevhodně zvolená technologie svařování může způsobit vážné změny v mikrostruktuře a také zapříčinit neúměrně velká zbytková napětí.

4.1 Úvod Hlavním cílem bylo zjištění konkrétních hodnot statické lomové houževnatosti, dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v závislosti na teplotě. Nejnižší normou stanovené návrhové teploty v ČR jsou -35°C pro ocelové mosty a -25°C pro spřažené mosty. Od těchto hodnot se odvíjí teplotní rozsah experimentu, který byl stanoven na -50°C až +20°C. Takto zvolený rozsah je dostačující pro praktické využití při posuzování mostních konstrukcí, a to nejen v ČR. Vyšetřovaný detail se skládá z oblasti základního materiálu, tepelně ovlivněné zóny a svarového kovu. Všechny tyto oblasti je nutné zkoumat, aby bylo vyloučeno náhlé porušení základního nosného prvku konstrukce křehkým lomem. U svarového kovu se v dnešní době předpokládá, že je použit kvalitnější přídavný materiál než je základní materiál. Tuto skutečnost dokládá práce [18] a přibližně na stejné úrovni vychází v práci [19]. Proto v rámci této disertační práce nebyla zkoumána oblast svarového kovu, ale byla pouze ověřena pomocí zkoušek vrubové houževnatosti.

- 33 -


4.2 Statická lomová houževnatost Konkrétní postupy, tvar a počet zkušebních těles, použité zkušební zařízení a metody vyhodnocení statické lomové houževnatosti jsou uvedeny v příloze A. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty základní statické lomové houževnatosti základního materiálu (BM), které jsou shrnuty v tab. 1.

Tab. 1 – Základní statická lomová houževnatost Teplota JIC φJIC KJC

°C kPa.m kPa.m MPa.m^0,5

373530530

350

332

350

530

478

530+20

-35 530

Oblast

BM

530

-50

4.2.1 Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě U běžných konstrukčních ocelí se projevuje výrazná závislost houževnatosti na teplotě. V tranzitní oblasti se k popisu této závislosti používají tzv. „master křivky“, které mají tvar exponenciální funkce: (22) Tb

IC eaK ⋅⋅= kde KIC je hodnota statické lomové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou a a b. V případě základního materiálu oceli S355NL v teplotním rozsahu -50°C až +20°C je patrné, že houževnatost KJC se nachází na svých horních prahových hodnotách, resp. za tranzitní oblastí, a nelze tedy použít metodu master křivky. Kolem teploty -45°C sice dochází i ke křehkému porušení, ale z počtu experimentů při této teplotě nelze odvodit přesnější závislost. Graficky je teplotní závislost základní statické lomové houževnatosti základního materiálu (BM) uvedena na obr. 1. Průběh houževnatosti kolem teploty -50°C je spíše informativní.

- 34 -


0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 3

T [°C]KJC

[MPa

.m0,

5 ]

0

BM

Obr. 1 – Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě

4.2.2 Závěr Výsledky experimentu vypovídají o vysoké odolnosti oceli S355NL proti porušení křehkým lomem. Lze říci, že pro běžné provozní teploty konstrukcí v ČR vystavených klimatickým zatížením se hodnota houževnatosti pohybuje na své horní prahové hranici. Pro návrh nových konstrukcí metodami lomové mechaniky, případně posouzení stávajících konstrukcí s trhlinou, byla vyšetřena hodnota základní statické lomové houževnatosti vyjádřená faktorem intenzity napětí. Protože v uvedeném teplotním rozsahu nedochází ke křehkému porušení, jedná se o technickou hodnotu houževnatosti vymezenou maximální přípustnou velikostí stabilního nárůstu trhliny. Použití této oceli je vhodné zvláště při větších tloušťkách materiálu. Svařování takových tloušťek ale přináší jisté komplikace, které se objeví při zkoumání tepelně ovlivněné oblasti. Houževnatost je potom třeba stanovit pomocí jiných metod.

- 35 -


4.3 Dynamická lomová houževnatost Obdobně s předchozím experimentem jsou konkrétní postupy, tvar a počet zkušebních těles, použité zkušební zařízení a metody vyhodnocení dynamické lomové houževnatosti uvedeny v příloze B. Dynamická lomová houževnatost se měří na instrumentovaném kladivu Charpy, čímž je omezena velikost zkoumaných vzorků. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty dynamické lomové houževnatosti základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ), resp. oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Výsledky jsou shrnuty v tab. 2.

Tab. 2 – Dynamická lomová houževnatost Teplota JID φJID KJD


2262957

226176

-

16319763

324--

HAZ

-47

-35

+23

Oblast

215

155

266

201

104

306

BM

306

554

-47

+23

-35

180

273

358

141

324

554

4.3.1 Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě je obdobná, jako u statické lomové houževnatosti. V tranzitní oblasti se k popisu této závislosti také používá koncepce master křivek ve tvaru exponenciální funkce: (23) Tb

ID eaK ⋅⋅= kde KID je hodnota dynamické lomové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou opět a a b. V tab. 3 jsou uvedeny rovnice teplotní závislosti základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) vypočtené pomocí metod regresní analýzy. V tranzitní oblasti jsou známy pouze dva body [teplota; houževnatost], oba proto leží přímo na hledané křivce.

- 36 -


Tab. 3 – Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě

od doBM -47 -27

HAZ -47 -27

Oblast Rovnice Obor platnosti [°C]

TJD eK ⋅⋅= 0273,036,558

TJD eK ⋅⋅= 0347,094,919

Grafické znázornění této závislosti je uvedeno na obr. 2. Přibližně kolem teploty -27°C dochází u základního materiálu i tepelně ovlivněné oblasti k dosažení horních prahových hodnot. Dynamická lomová houževnatost klesá při teplotách nižších než -27°C.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 3

T [°C]KJD

[MPa

.m0,

5 ]

0

BM HAZ

Obr. 2 – Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě

4.3.2 Závěr Dynamická lomová houževnatost se uplatňuje v případech konstrukcí namáhaných rázy. Její hodnoty jsou obecně nižší než hodnoty statické lomové houževnatosti, čemuž odpovídá i tento experiment. Pro návrh nových dynamicky zatížených konstrukcí metodami lomové mechaniky, případně posouzení těchto konstrukcí s již existující trhlinou, byla vyšetřena hodnota dynamické lomové houževnatosti vyjádřená faktorem intenzity napětí. Vzhledem k malým zkušebním tělesům lze tímto experimentem zkoumat i tepelně ovlivněnou oblast. Otázkou však zůstává, jakým způsobem zvolit vzdálenost vrubu od svaru, aby bylo vyšetřeno místo s nejnižší houževnatostí. Tento experiment na tepelně ovlivněné oblasti byl proveden v oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Ve zkoumaném intervalu teplot jsou hodnoty houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti vyšší než u základního materiálu. Z toho lze usuzovat, že smísením svarového kovu se základním materiálem při zvoleném způsobu svařování nedojde ke vzniku slabého místa průřezu. Oblast těsně za promíchaným svarovým kovem se základním materiálem, kde ještě může dojít k tepelnému ovlivnění mikrostruktury, nebyla tímto experimentem zkoumána. Vyšetřování tranzitní oblasti je v případě dynamického namáhání značně problematické a je zatíženo velkým rozptylem jednotlivých hodnot. Výsledky jsou ovlivněny i přesnou polohou čela trhliny vůči hranicím jednotlivých zrn, případně polohou nečistot v mikrostruktuře. Proto musely být z výpočtů vyloučeny některé zkušební vzorky, které by způsobily nadměrné zkreslení výsledných hodnot. Počet zkušebních vzorků v tranzitní oblasti je ze statistického

- 37 -


hlediska poměrně malý, a proto je třeba brát tyto hodnoty s rezervou. Hodnoty houževnatosti na horní prahové úrovni jsou stejně jako v případě statické lomové houževnatosti technickou hodnotou houževnatosti vymezenou maximální přípustnou velikostí stabilního nárůstu trhliny.

4.4 Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti Závislost lomové houževnatosti na rychlosti zatěžování byla zmíněna v kapitole 2.3.4. Pro oblast základního materiálu (BM) je na obr. 3 názorně vidět, jak hodnoty statické lomové houževnatosti KJC klesly při zatížení rázem na hodnoty dynamické lomové houževnatosti KJD. Pro srovnání je zde uvedena i dynamická lomová houževnatost oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ).

K JD

K JDK JC

0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 3

T [°C]KI [

MPa

.m0,

5 ]

0

BM HAZ

Obr. 3 – Porovnání hodnot statické a dynamické lomové houževnatosti

Hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti základního materiálu (KJC-BM, KJD-BM) a dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti (KJD-HAZ) vypočtené pomocí master křivek jsou uvedeny v tab. 4.

Tab. 4 – Vypočtené hodnoty statické a dynamické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě Teplota KJC-BM KJD-BM KJD-HAZ

°C MPa.m^0,5 MPa.m^0,5 MPa.m^0,5

-50 332 143 162-45 163 193-40 187 230-35 215 273-30 246 325

-25 →→ +20 358

350

266

- 38 -


4.5 Vrubová houževnatost Použité postupy, tvar a počet zkušebních těles, zkušební zařízení a metody vyhodnocení vrubové houževnatosti jsou uvedeny v příloze C. Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty vrubové houževnatosti základního materiálu (BM) a svarového kovu (WELD), které jsou shrnuty v tab. 5.

Tab. 5 – Vrubová houževnatost

Typ Teplota [°C]

Práce [J]

Plocha [cm2]

Houževnatost [J/cm2]


1 KCu -47 127 0,8 158,82 KCu -46 126 0,8 157,53 KCu -45 137 0,8 171,34 KCu -35 132 0,8 165,05 KCu -35 144 0,8 180,06 KCu -35 138 0,8 172,57 KCu -5 189 0,8 236,38 KCu -5 175 0,8 218,89 KCu -5 203 0,8 253,810 KCu +22 192 0,8 240,011 KCu +22 188 0,8 235,012 KCu +22 187 0,8 233,813 KCu +22 186 0,8 232,514 KCu +22 198 0,8 247,5

ML KCv -50 110 0,8 137,5ML KCv -50 119 0,8 148,815 KCv -50 57 0,8 71,016 KCv -50 32 0,8 40,017 KCv -50 62 0,8 78,018 KCv -5 180 0,8 225,019 KCv -5 174 0,8 217,520 KCv -5 156 0,8 195,0

21 KCu -50 95 0,8 119,022 KCu -50 80 0,8 100,023 KCu -50 112 0,8 140,024 KCu -35 112 0,8 140,025 KCu -35 129 0,8 161,026 KCu -35 120 0,8 150,027 KCu -5 148 0,8 185,028 KCu -5 142 0,8 178,029 KCu +20 161 0,8 201,0 201

ML KCv -30 70 0,8 87,5 88ML KCv -20 90 0,8 112,5 113ML KCv +20 150 0,8 187,5 188

238

120

150

WEL

D

182

143

WEL

D

Vzorek

63

BMBM

163

173

236

213

- 39 -


4.5.1 Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě Vrubová houževnatost KCu2 v závislosti na teplotě se u zkoumané oceli chová odlišně než lomová houževnatost. Hodnoty vrubové houževnatosti rostou s rostoucí teplotou, ale není patrná žádná ostrá tranzitní oblast. Za tranzitní oblastí hodnoty houževnatosti dále pozvolně přejdou do horních prahových hodnot. Přiléhavý a jednoduchý popis této závislosti byl nalezen ve tvaru polynomické funkce: (24) 01

22 aTaTaKCu +⋅+⋅=

kde KCu je hodnota vrubové houževnatosti, T teplota a hledanými parametry jsou a2, a1 až a0. V tab. 6 jsou uvedeny rovnice teplotní závislosti vrubové houževnatosti KCu2 základního materiálu (BM) a svarového kovu (WELD) vypočtené pomocí metod regresní analýzy. Rovnice pro základní materiál má hodnotu spolehlivosti R2 = 0,9616 a pro svarový kov R2 = 0,9960, což značí velmi dobrou shodu. V případě houževnatosti KCv2 není dostatek dat pro kvalitní vyhodnocení.

Tab. 6 – Závislost dynamické lomové houževnatosti na teplotě

od doBM -50 +22

WELD -50 +20

Oblast Rovnice Obor platnosti [°C]

26,2347178,00211,0 2 +⋅+⋅−= TTKCu39,1888064,00106,0 2 +⋅+⋅−= TTKCu

Grafické znázornění této závislosti je uvedeno na obr. 4. Přibližně kolem teploty +15°C dochází u základního materiálu k dosažení horních prahových hodnot. Ve svarovém kovu nebylo horních prahových hodnot ve vyšetřovaném teplotním intervalu dosaženo.

0

50

100

150

200

250

300

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 3

T [°C]KC

[J/c

m2 ]

0

KCu-BM KCv-BMKCu-WELD KCv-WELD

Obr. 4 – Vrubová houževnatost v závislosti na teplotě

- 40 -


4.5.2 Závěr Požadavky na vrubovou houževnatost základního materiálu oceli S355NL jsou stanoveny v [36]. Minimální hodnoty nárazové práce na zkušebních tělesech s V vrubem musí být 27 J při -50°C. Zkoumané vzorky dosahují v průměru 50 J a tento požadavek byl u vyšetřované oceli s rezervou splněn. Vyšetřené hodnoty vrubové houževnatosti KCu2 i KCv2 ukazují, že základní materiál má lepší křehkolomové vlastnosti než použitý svarový kov a ten se tak stává slabým místem průřezu. Přesto přídavný materiál splňuje požadovanou nárazovou práci na zkušebních tělesech s V vrubem, která musí být minimálně 40 J při -30°C. Výrobcem udávaná hodnota dosahuje při této teplotě kolem 70 J a lze ji i na základě ostatních experimentů považovat za důvěryhodnou. Při porovnání vrubové houževnatosti s U vrubem a V vrubem je zřejmé, že s klesající teplotou se rozdíl v jednotlivých hodnotách zvětšuje, tudíž při nižších teplotách nabývá na významu ostrost vrubu.

4.6 Zkoušky tvrdosti Protože destruktivními metodami pro vyšetřování lomové houževnatosti se nepodařilo uspokojivě prozkoumat tepelně ovlivněnou oblast, zvláště pak podoblast základního materiálu ovlivněnou pouze přestupem tepla od svařování, byl k jejímu prozkoumání učiněn pokus pomocí zkoušek tvrdosti. Veškeré zkušební postupy, umístění vpichů a jejich vyhodnocení jsou uvedeny v příloze D.

4.6.1 Průběhy tvrdosti v tepelně ovlivněné oblasti Výsledky zkoumání oblasti základního materiálu tepelně ovlivněného od svařování jsou uvedeny na obr. 5. Tato oblast je veliká cca 4 až 5 mm a není okem viditelná ani po naleptání.

150

170

190

210

230

250

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1

Vpichy

HV

10

0

HAZ z bokuHAZ shoraBM* z bokuBM* shoraBM shora

Obr. 5 – Průběh tvrdosti BM*

- 41 -


Výsledky ukazují nárůst tvrdosti směrem ke svaru. Protože chemické složení se v této oblasti nezměnilo, je důvodné se domnívat, že se změnila mikrostruktura. Pokud přijmeme obecný předpoklad, že s rostoucí tvrdostí se snižuje houževnatost [1], pak se tato oblast stává jejím slabým místem. Tuto hypotézu by bylo potřeba ověřit ještě dalšími zkouškami jako je zkřehnutí svaru nejlépe doplněné o zkoušku mikrostruktury této oblasti nebo použitím pokročilé numerické simulace svařovacího procesu s vlivem na mikrostrukturu. Pouze ze zkoušek tvrdosti nelze určit, jak se mikrostruktura změnila a jaký vliv měl tepelný proces na velikost zrna, které s tvrdostí přímo souvisí [30].

4.6.2 Zkouška tvrdosti svarového spoje Svarový spoj byl z hlediska kvality hodnocen pomocí zkoušek tvrdosti podle Vickerse HV 10. Všechny naměřené hodnoty s rezervou vyhověly maximální přípustné tvrdosti. Nejnižší tvrdost byla zjištěna u základního materiálu. V tepelně ovlivněné oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem byla tvrdost srovnatelná s tvrdostí svarového kovu.

4.6.3 Závěr Pomocí zkoušek tvrdosti byla nalezena oblast tepelně ovlivněného základního materiálu, ve které pravděpodobně došlo vlivem působících teplot ke změně mikrostruktury. Tato oblast může být z hlediska houževnatosti slabým místem průřezu, ale tuto domněnku je nutno potvrdit dalším výzkumem. Při zkoušení svarového spoje nebylo zaznamenáno žádné místo s nadměrnou tvrdostí, které by indikovalo lokální křehkou oblast.

4.7 Doplňující experimenty a protokoly Experimenty a protokoly související s vyšetřováním křehkolomových vlastností jsou uvedeny v příloze E. Zde jsou popsány pouze jejich důležité zjištění a závěry.

4.7.1 Tahová zkouška Výsledky tahové zkoušky základního materiálu, meze kluzu Rp0,2, meze pevnosti Rm a tažnosti A, jsou uvedeny v tab. 7. Pro porovnání jsou uvedeny i hodnoty z inspekčního certifikátu zkoumaného plechu.

Tab. 7 – Tahová zkouška RpO,2 Rm AMPa MPa %

Experiment 359 528 33Certifikát 398 544 34

Veličina

Výše uvedené experimentálně vyšetřené hodnoty odpovídají dodacím podmínkám pro ocel S355NL [36].

- 42 -


4.7.2 Chemický rozbor Byla provedena chemická analýza pro vyšetření chemického složení zkoumaného základního materiálu. Obsah nejdůležitějších prvků je uveden v tab. 8 a pro srovnání jsou uvedeny i příslušné hodnoty z inspekčního certifikátu. V tabulce je uveden i uhlíkový ekvivalent CEV.

Tab. 8 – Chemické složení C Mn Si P S Al CEV

Experiment 0,210 1,180 0,350 0,020 0,007 0,026 0,43Certifikát 0,170 1,300 0,370 0,020 0,005 0,032 0,41

Obsah jednotlivých chemických prvků a hodnota uhlíkového ekvivalentu CEV odpovídá dodacím podmínkám oceli S355NL [36]. Výjimkou je pouze obsahu uhlíku, u kterého došlo k mírnému překročení limitu, ale to může být dáno pouze jeho vyšší lokální koncentrací.

4.7.3 Mikrostruktura Mikroskopem se zvoleným zvětšením x200 byla zkoumána mikrostruktura základního materiálu, oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem a svarový kov. Základní materiál má velmi jemnou feriticko-perlitickou vrstevnatou strukturu, která odpovídá zjištěným výsledkům houževnatosti. Oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem má bainitickou strukturu, která je velmi tvrdá a houževnatá, což je opět v souladu s dosaženými výsledky v této práci. Litá struktura svaru pak připomíná bainitickou strukturu, ale s mnohem větší nehomogenitou než u předchozí oblasti.

4.8 Závěr Experimentálně byly vyšetřeny hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti oceli S355NL v závislosti na teplotě. Zkoumaný teplotní interval byl zvolen s ohledem na normou stanovené provozní teploty při navrhování a posuzování ocelových mostů. Předmětem zkoumání byl klíčový detail tupého svaru pásnice o tloušťce 50 mm. Dále byly provedeny doplňující zkoušky mechanických vlastností a mikrostruktury. Relativně malý rozptyl jednotlivých měřených veličin a fraktografické zhodnocení lomových ploch ukazuje na homogenní jemnozrnnou strukturu oceli S355NL. Nejlépe byl popsán základní materiál, kde se podařilo stanovit hodnotu statické lomové houževnatosti. Informativně byla vyšetřena i hodnota dynamické lomové houževnatosti, kde se při nižších teplotách objevuje vyšší rozptyl jejích hodnot. V tepelně ovlivněné oblasti se ukazuje, že přechodová vrstva smíchaného svarového kovu se základním materiálem má lepší křehkolomové vlastnosti než samotný základní materiál. Podařilo se identifikovat oblast základního materiálu, která je ovlivněna pouze teplotou od svařování, ale na rozbor jejích křehkolomových vlastností by bylo potřeba dalších experimentů nebo pokročilých numerických simulací. Svarový kov byl hodnocen pouze pomocí zkoušek vrubové houževnatosti a použitý přídavný materiál vykazuje horší křehkolomové vlastnosti než základní materiál. V praxi by bylo vhodné použít ještě kvalitnější přídavný materiál, aby oblast svaru nebyla slabým místem průřezu.

- 43 -


Tento experiment byl navržen v souladu se současnou svařovací technologií při výrobě a montáži ocelových mostů.

- 44 -


5 Teoretická část Na základě vyšetřených hodnot houževnatosti z kapitoly 4 je v teoretické části proveden výpočet kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, pro vybrané detaily mostních konstrukcí. Dále jsou nalezeny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami základního materiálu a na závěr je provedeno porovnání křehkolomových vlastností několika druhů ocelí využívaných v mostním stavitelství.

5.1 Stanovení kritické délky trhliny, resp. kritického napětí Obecně lze při posouzení konstrukce s trhlinou použít jednoduché kritérium: když faktor intenzity napětí KI překročí lomovou houževnatost KC, dojde k nestabilnímu šíření trhliny, tedy ke křehkému lomu. V této kapitole je provedena parametrická studie pro výpočet kritické délky trhliny v závislosti na velikosti aplikovaného napětí pro různé návrhové situace. Jako kritérium odolnosti proti křehkému lomu je použita hodnota základní statické lomové houževnatosti základního materiálu KIC vyšetřená v rámci této disertační práce v příloze A.

5.1.1 Počáteční délka trhliny Trhliny v tělese jsou způsobeny výrobou, např. svařováním, případně se rozvinou z různých nehomogenit nebo koncentrátorů napětí. Pro ověření odolnosti konstrukce proti křehkému lomu je třeba vyjít z počáteční délky trhliny a0, která je definovaná v [37]:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅=

00 ln5,0

tta (25)

kde t je skutečná tloušťka plechu a referenční tloušťka t0 = 1 mm.

5.1.2 Základní případ tělesa s centrální trhlinou Jednoduchý případ použití lomové mechaniky lze demonstrovat na tělese konečné šířky s centrální trhlinou, viz obr. 1, namáhaném v módu I. Pokud délku trhliny označíme 2a a šířku tělesa W, pak faktor intenzity napětí lze zapsat [17]: YaK I ⋅⋅⋅= πσ (26) kde σ je napětí v prvku od zatížení, a je polovina délky trhliny a Y je tvarová funkce v závislosti na délce trhliny a šířce tělesa, ve tvaru:

21

42

22cos206,02025,012

−

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅

⋅⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

Wa

Wa

Wa

WaY π (27)

- 45 -


Obr. 1 – Těleso s centrální trhlinou

Výpočet kritického napětí v závislosti na délce trhliny je proveden pro šířku pásnice W = 500 mm a statickou lomovou houževnatost KIC = 350 MPa.m1/2, při teplotě -35°C. V tomto případě na tloušťce pásnice záleží pouze přeneseně přes hodnotu lomové houževnatosti. K porovnání je přidáno maximální dovolené namáhání σ, které může být v průřezu bez trhliny tak, aby ho byl schopen pružně, resp. plasticky, přenést i průřez oslabený trhlinou. Toto napětí na neoslabeném průřezu dosahuje maximální úrovně návrhové meze kluzu oceli S355 při tloušťce pásnice t = 50 mm, tedy fy = 335 MPa, resp. návrhové meze pevnosti fu = 490 MPa. Počáteční délka trhliny 2a byla vypočtena ze vztahu (25) pro tloušťku tělesa t = 50 mm. Výsledné hodnoty kritických napětí a maximálního dovoleného elastického i plastického namáhání jsou uvedeny v tab. 1.

Tab. 1 – Výpočet kritického napětí a dovolených namáhání a Y σ−krit σ−el,max σ−pl,max

mm - MPa MPa MPa0,98 1,000009 6308 334 488

5 1,000237 2792 328 48010 1,000948 1973 322 47015 1,002137 1609 315 46120 1,003808 1391 308 45125 1,005968 1241 302 44130 1,008625 1130 295 43140 1,015478 972 281 41250 1,024481 862 268 39260 1,035789 778 255 37270 1,049604 711 241 35380 1,066185 655 228 33390 1,08586 606 214 314

100 1,109046 563 201 294125 1,186234 471 168 245150 1,302743 391 134 196200 1,814335 243 67 98250 1,32E+08 0 0 0

Hodnoty z tab. 1 jsou graficky vyneseny na obr. 2 a doplněny o hladinu meze kluzu a hladinu meze pevnosti.

- 46 -


fy = 335 MPa

fu = 490 MPa

0

500

1000

1500

2000

2500

0 50 100 150 200 250 300

a [mm]

σ [M

Pa]

Kritické napětí lomuMaximální pružné napětíMaximální plastické napětíHladina meze kluzuHladina meze pevnosti

Obr. 2 – Kritické napětí a dovolené namáhání průřezu

Z tohoto výpočtu vyplývá, že pro každou délku trhliny je kritické napětí lomu vyšší než pružné i plastické maximální dovolené napětí. Při jednoduché úvaze lze tedy říci, že u takto zvoleného tělesa s centrální trhlinou z oceli S355NL při teplotě -35°C nedojde k porušení křehkým lomem dříve než dojde k vyčerpání pružné, resp. plastické, únosnosti oslabeného průřezu. Ve skutečnosti však maximální pružné napětí určuje dolní limit a reálná únosnost oslabeného průřezu je vyšší. Kdyby horní limit únosnosti oslabeného průřezu určovala návrhová mez pevnosti použité oceli, pak by ke křehkému lomu došlo až při délce poloviny trhliny cca 115 mm, resp. při šířce tělesa W = 500 mm by musela délka trhliny 2a dosáhnout cca 230 mm. Pro jednoduché návrhové situace nebo předběžné posouzení tělesa s trhlinou takový výpočet může postačovat. Pro praktické použití je však nutné zvolit výstižnější metody výpočtu, které zahrnují i bezpečnostní prvky. Ty jsou použity např. v ČSN EN 1993-1-10 [35], založené na principech popsaných v [37].

5.1.3 Výpočty na základě ČSN EN 1993-1-10 Protože se lomová houževnatost nachází na svých horních prahových hodnotách a lze očekávat plastické chování materiálu na čele trhliny, tak je do výpočtu faktoru intenzity napětí KI, resp. kritického napětí σc nebo kritické délky trhliny ac, zahrnuta korekce ze zanedbání této lokální plasticity. Faktor intenzity napětí je pak vyjádřen [37]:

ρ

πσ−

⋅⋅⋅⋅=

6R

KI k

MYaK (28)

kde σ je napětí v prvku od zatížení, a značí délku trhliny, Y je tvarová funkce pro různé druhy a polohy trhliny, MK je tvarová funkce zahrnující vliv svarů od přivařených částí, kR6 je korekce za zanedbání plasticity a ρ je korekce za lokální reziduální pnutí.

- 47 -


Pro výpočty s využitím metod lomové mechaniky při znalosti hodnot lomové houževnatosti použitého materiálu z experimentů lze použít diagram 2-67, případ 2b, uvedený v [37]. Jde o porovnání faktoru intenzity napětí KI spočteného ze vztahu (28) a lomové houževnatosti Kc(T) v závislosti na teplotě získané z experimentu a upravené o bezpečnostní prvek.

5.1.3.1 Výpočet lomové houževnatosti Experimentálně, viz příloha A, byla vyšetřena statická lomová houževnatost pro teplotní interval cca -50°C až +20°C. Takový teplotní rozsah postačuje pro přímé řešení úloh lomové mechaniky pro běžné návrhové situace mostních konstrukcí v ČR. ČSN EN 1993-1-10 však zavádí bezpečnostní prvek formou snížení provozní teploty [37], a výsledná hodnota lomové houževnatosti je určena vztahem: ( ) ( )cfRRADMINRCC DTTTTTTKTK εε +Δ+Δ+Δ++Δ= * (29) kde ΔTR je bezpečnostní prvek -40°C, TMIN je minimální provozní teplota konstrukce, ΔTRAD je posun teploty vlivem radiace -5°C, ΔT*

R je hodnota z národní přílohy NA, ΔTε je posun teploty vlivem rychlosti zatěžování a DTεcf je posun teploty vlivem tváření za studena. V našich podmínkách se pro ocelové mosty v [37] uvádí provozní teplota -30°C, ΔT*

R se neliší od hodnoty doporučené normou, tedy +0°C, ΔTε je při uvažování kvazi-statického zatížení +0°C a DTεcf je také +0°C. Potom dosazením do vztahu (29) je porovnávacím kritériem lomová houževnatost KC(T) při -80°C. Hodnota lomové houževnatosti při -80°C nebyla v rámci této disertační práce experimentálně vyšetřena. Pro další výpočty ji bude nutné odvodit na základě již zjištěných hodnot a principů uvedených v [37]. Při vyšetřování hodnoty lomové houževnatosti při teplotě -80°C lze vyjít z experimentálně vyšetřené hodnoty základní lomové houževnatosti při -45°C, která je 350 MPa.m1/2 a v podstatě tvoří horní hranici tranzitní oblasti. Dále lze ze zkoušek KCv při -50°C pomocí korelace z grafů 2-23, 2-8 a 2-7 uvedených v [37] odhadnout lomovou houževnatost při teplotách -145°C, -130°C a -115°C, které byly zvoleny tak, aby ležely přibližně na spodní hranici tranzitní oblasti a zároveň vyšetřovaná teplota -80°C se nacházela cca v polovině těchto mezí. V tomto intervalu se očekává tranzitní chování a průběh houževnatosti tak lze nahradit exponenciální funkcí, viz obr. 3. Přímá korelace pro teplotu -80°C nebyla zvolena, protože s rostoucí teplotou se výrazně zvětšuje rozptyl a tím i případná chyba.

KIC = 831,14e0,0205.T

050

100150200250300350400

-150 -100 -50 0

T [°C]

KIC

[MP

a.m

^0,5

]

Obr. 3 – Interpolace statické lomové houževnatosti

- 48 -


Z rovnice uvedené v obr. 3 se odečte statická lomová houževnatost KIC(-80°C) = 161 MPa.m1/2. Tato hodnota lomové houževnatosti bude použita pro další výpočty, i když by ji pro praktické použití bylo vhodné ověřit dalším experimentem. Jelikož vychází z experimentálně vyšetřené hodnoty základní statické lomové houževnatosti, tak ani hodnota KIC = 161 MPa.m1/2 se spíše nemění s rostoucí tloušťkou materiálu.

5.1.3.2 Parametrická studie dle ČSN EN 1993-1-10 Následující výpočty simulují vybrané detaily mostní konstrukce, jako je dolní pásnice hlavního nosníku nebo šroubový či čepový spoj. Jsou provedeny pro různé druhy trhlin s proměnnými parametry jako je tloušťka a šířka pásnice při proměnné úrovni napětí od vnějšího zatížení. V některých případech je zkoumán i vliv reziduálních pnutí. Hledanou veličinou je kritická délka trhliny 2ac nebo ac. Vzhledem k charakteru použitých vztahů se jedná o iterační výpočet, kdy počáteční délka trhliny určená z (25) je zvětšována dokud faktor intenzity napětí KI dle (28) nedosáhne hodnoty lomové houževnatosti KIC(-80°C). Vedle tohoto posouzení je sledován parametr Lr, který vyjadřuje poměr napětí od zatížení k napětí vypočteného z oslabeného průřezu. Tento parametr je kontrolován metodou FAD [38]. Pokud Lr překročí Lr-max, předpokládá se, že dojde k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Hranici Lr-max lze definovat např. dle [38]:

( )

y

uyr f

ffL

⋅

+=− 2max (30)

kde fy je mez kluzu a fu mez pevnosti materiálu. Z hlediska návrhových situací je do výpočtů použita mez kluzu a mez pevnosti oceli uvedená návrhovou normou. Tyto hodnoty byly zvoleny protože únosnost jednotlivých prvků je navrhována na normové hodnoty, nikoliv na hodnoty vyšetřené experimentem.

5.1.3.2.1 Těleso s centrální symetrickou trhlinou Geometrie tělesa s centrální trhlinou je uvedena na obr. 1 a představuje například pásnici oslabenou otvorem, resp. polovinu oslabené pásnice. Takové uspořádání lze aplikovat i na plech šroubového nebo čepového spoje. Kritická délka trhliny 2ac se vypočte z rovnice (28), když se za faktor intenzity napětí KI dosadí hodnota lomové houževnatost KIC(-80°C). Napětí od zatížení σ je ve výpočtu nahrazeno tzv. „úrovní napětí“ definované jako poměr napětí od zatížení k mezi kluzu oceli, které definuje skutečné napětí v prvku σp. Do výpočtu je zahrnut vliv reziduálních pnutí hodnotou σs = 100 MPa doporučenou v [37]. Tvarová funkce Y reprezentující geometrii je vypočtena z rovnice (27). Tvarová funkce MK zahrnující vliv svařování nabývá hodnoty 1, protože se nepředpokládá rozvoj trhliny ze svaru, ale z okrajů trhliny. Parametr kR6 se vypočte podle následujících vztahů:

- 49 -


26

5,011

r

RL

k⋅+

= , gy

EdrL

σσ

= , spEd σσσ += (31)

kde σgy závisí na geometrii tělesa a pro tento případ je ve tvaru:

( ) ( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅=

Watft ygy

21σ (32)

Parametr ρ se určí na základě hodnoty Lr podle následujících kritérií: 18,0 ρρ =→≤rL

( )rr LL −⋅⋅=→≤≤ 05,1405,18,0 1ρρ 005,1 =→≤ ρrL (33)

kde

52714,0

1 00003,0007,01,0 ψψψρ ⋅+⋅−⋅= pro 2,5≤⋅

=p

rs Lσ

σψ (34)

Tloušťka tělesa t se za podmínky použití meze kluzu z návrhové normy v případě centrální symetrické trhliny ve výpočtu neprojeví. Zde byla tloušťka posuzovaných plechů zvolena v souladu s experimentem, tedy 50 mm. Výpočty simulující taženou pásnici, respektive polovinu pásnice, oslabenou otvorem s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 2. Proměnnými parametry jsou šířka pásnice W a úroveň napětí σ/fy(t).

- 50 -


Tab. 2 – Kritická délka trhliny na tělese s centrální trhlinou s vlivem reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 50 50 50 50 50 50Šířka tělesa W mm 250 375 500 250 375 500 250 375 500

Lomová houževnatost KIC MPa.m^0,5 161 161 161 161 161 161 161 161 161Únosnost oslab. průřezu Lr-max - 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23 1,23

Úroveň napětí σ/fy(t) - 0,25 0,25 0,25 0,50 0,50 0,50 0,75 0,75 0,75Mez kluzu dle normy fy(t) MPa 335 335 335 335 335 335 335 335 335Primární napětí σp MPa 84 84 84 168 168 168 251 251 251Reziduální napětí σs MPa 100 100 100 100 100 100 100 100 100

Celková délka trhliny 2a mm 195 279 357 140 186 222 92 111 123

Parametr tvarové funkce 2a/W - 0,778 0,743 0,714 0,562 0,496 0,444 0,368 0,296 0,246Tvarová funkce Y - 1,7225 1,6041 1,5218 1,2520 1,1825 1,1392 1,0902 1,0559 1,0377Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000Korekce plasticity kR6 - 0,497 0,552 0,593 0,613 0,666 0,702 0,649 0,689 0,713Parametr FAD Lr - 2,47 2,14 1,92 1,82 1,58 1,44 1,66 1,49 1,39

σEd MPa 184 184 184 268 268 268 351 351 351σgy(t) MPa 74 86 96 147 169 186 212 236 253

Korekce vlivu svařování ρ - 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000

Faktor intenzity napětí KI MPa.m^0,5 161 161 161 161 161 161 161 161 161

Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny 2ac mm 195 279 357 140 186 222 92 111 123

- 2,01 1,74 1,56 1,48 1,29 1,17 1,35 1,21 1,13- ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO Porušení tvárným trháním

Posouzení

Lr/Lr-max

Vypočtené výsledky ukazují, jak s rostoucí úrovní napětí významně klesá kritická délka trhliny. Dále lze vidět, že se nelineárně zvětšuje i kritická délka trhliny se zvětšující se šířkou pásnice. Pomocné kritérium únosnosti oslabeného průřezu Lr ≤ Lr-max pak ukazuje, že za těchto podmínek by vždy došlo k porušení průřezu tvárným trháním dříve než k porušení průřezu křehkým lomem. Výpočty simulující plech šroubového nebo čepového spoje bez vlivu reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 3. Proměnnými parametry jsou opět šířka pásnice W a úroveň napětí σ/fy(t).

- 51 -


Tab. 3 – Kritická délka trhliny na tělese s centrální trhlinou bez vlivu reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 50 50 50 50 50 50Šířka tělesa W mm 250 375 500 250 375 500 250 375 500



Celková délka trhliny 2a mm 213 309 400 160 216 261 108 133 149

Parametr tvarové funkce 2a/W - 0,854 0,825 0,800 0,640 0,576 0,522 0,434 0,355 0,298Tvarová funkce Y - 2,1231 1,9404 1,8143 1,3659 1,2700 1,2078 1,1316 1,0830 1,0567Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000Korekce plasticity kR6 - 0,638 0,703 0,749 0,713 0,768 0,804 0,730 0,773 0,798Parametr FAD Lr - 1,71 1,43 1,25 1,39 1,18 1,05 1,32 1,16 1,07

σEd MPa 84 84 84 168 168 168 251 251 251σgy(t) MPa 49 59 67 121 142 160 190 216 235



Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny 2ac mm

Porušení tvárným trháním

Posouzení

Lr/Lr-max

213 309 400 160 216 261 108 133 149- 1,39 1,16 1,02 1,13 0,96 0,85 1,08 0,94 0,87- ANO ANO ANO ANO NE NE ANO NE NE

Výsledky z tab. 3 potvrzují tendence z tab. 2. Bez vlivu reziduálních pnutí se zvětší kritická délka trhliny o cca 10-20 %. Pomocné kritérium únosnosti oslabeného průřezu Lr ≤ Lr-max pak ukazuje, že při vyšší úrovni namáhání a u širších plechů dojde dříve k porušení křehkým lomem než k porušením průřezu tvárným trháním.

5.1.3.2.2 Těleso s okrajovou trhlinou Geometrie tělesa s okrajovou trhlinou je uvedena na obr. 4. Představuje například taženou pásnici v místě přivařeného příčníku, kdy se trhlina šíří po celé tloušťce tělesa.

Obr. 4 – Těleso s okrajovou trhlinou

Kritická délka trhliny ac se vypočte obdobně jako v předchozím případě z rovnice (28), když se za faktor intenzity KI napětí dosadí hodnota lomové houževnatost KIC(-80°C). Rozdíl je ve tvarové funkci Y reprezentující geometrii tělesa, která má tvar:

- 52 -


432

39,3072,2155,10231,012,1 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=

Wa

Wa

Wa

WaY (35)

Obdobně se vypočtou i parametry kR6 a ρ, kde jediná změna je při výpočtu σgy:

( ) ( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅=

Watft ygy 1σ (36)

Tloušťka tělesa t se opět za podmínky použití meze kluzu z návrhové normy ve výpočtu neprojeví a proto i zde byla tloušťka posuzovaných plechů zvolena v souladu s experimentem, tedy 50 mm. Výpočty simulující taženou pásnici s okrajovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 4. Proměnnými parametry jsou šířka pásnice W a úroveň napětí σ/fy(t).

Tab. 4 – Kritická délka trhliny na tělese s okrajovou trhlinou Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 50 50 50 50 50 50Šířka tělesa W mm 500 750 1000 500 750 1000 500 750 1000



Délka trhliny na okraji a mm 187 244 291 101 117 127 55 60 62

Parametr tvarové funkce a/W - 0,374 0,325 0,291 0,202 0,156 0,127 0,110 0,080 0,062Tvarová funkce Y - 1,9676 1,7540 1,6289 1,3754 1,2762 1,2246 1,1978 1,1592 1,1417Vliv svařování MK - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000Korekce plasticity kR6 - 0,850 0,886 0,893 0,832 0,843 0,849 0,778 0,786 0,790Parametr FAD Lr - 0,88 0,74 0,71 0,94 0,90 0,88 1,14 1,11 1,10

σEd MPa 184 184 184 268 268 268 351 351 351σgy(t) MPa 210 248 258 284 296 304 308 316 320



Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm

Posouzení

Porušení tvárným trháním Lr/Lr-max

187 244 291 101 117 127 55 60 62- 0,71 0,60 0,58 0,77 0,73 0,72 0,93 0,90 0,89- NE NE NE NE NE NE NE NE NE

I v případě okrajové trhliny jsou patrné tendence popsané v předchozí kapitole. Zásadní rozdíl je však v tom, že zde v každém ze zkoumaných případů dojde dříve ke křehkému lomu než k porušení průřezu tvárným trháním.

5.1.3.2.3 Těleso s poloeliptickou povrchovou trhlinou Geometrie tělesa s poloeliptickou okrajovou trhlinou je uvedena na obr. 5. Představuje například spoj tažené pásnice nebo přivařenou svislou výztuhu stěny tvaru T. Předpokládá se vznik trhliny z koutového svaru, kterým je přivařena stojina nebo výztuha k pásnici.

- 53 -


Obr. 5 – Těleso s poloeliptickou povrchovou trhlinou

Kritická délka trhliny ac se vypočte obdobně jako v předchozích případech z rovnice (28), když se za faktor intenzity napětí KI dosadí hodnota lomové houževnatost KIC(-80°C). Rozdíl je opět ve tvarové funkci Y reprezentující geometrii tělesa a v tomto případě má tvar:

Q

FY S= (37)

kde

65,1

464,11 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+=

caQ a wS ffg

taM

taMMF ⋅⋅⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+= ϕ

4

3

2

21

kde

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=

caM 09,013,11 ,

ca

M+

+−=2,0

89,054,02 , 24

3 11465,0

15,0 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅+

+−=

ca

ca

M ,

( )222

sin135,01,01 ϕ−⋅⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅++=

tag ,

25,0

222

sincos⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛= ϕϕϕ c

af a

5,0

cos

1

⎥⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅

⋅=

ta

Wc

f wπ

Tato tvarová funkce je platná pro hodnoty:

10 ≤≤ca , 5,02

≤⋅

Wc , πϕ ≤≤0 , 10 ≤≤

ta (38)

- 54 -


Dále se změní i hodnota tvarové funkce MK, protože se jedná o přivaření svislého plechu podélně na pásnici. Pro tento detail se předpokládá poměr a/c = 0,4 dle [37]. Byl zvolen běžný koutový svar a rozměry přivařeného plechu tak, aby přibližně odpovídaly reálným dimenzím mostních nosníků, pak lze tuto tvarovou funkci vyjádřit ve tvaru:

k

K taCM ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅= (39)

kde

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅−=

2

00038,00249,02357,09089,0tL

tL

tTC

°⋅−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+

451414,00186,0 θ

tW

a 2

451230,0

453863,00167,002285,0 ⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

°⋅+

°⋅−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+−=

θθtTk

kde t je tloušťka pásnice, W šířka pásnice, T je tloušťka stojiny, L je délka přivařeného kusu a θ je úhel u koutového svaru, běžně 45°. Délka přivařeného kusu byla zvolena tak, aby bylo dosaženo maxima funkce za podmínek její platnosti, které jsou:

405,0 ≤≤tL , 215,0 ≤≤

tT , 405,2 ≤≤

tW , °≤≤° 6030 θ (40)

Obdobně jako v předešlých případech se vypočtou parametry kR6 a ρ, kde jediná změna je při výpočtu σgy:

( ) ( ) ( )⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅⋅

⋅⋅−⋅=

tatatft ygy 52

5,21 πσ (41)

Tloušťka tělesa t je narozdíl od předchozích případů návrhovým parametrem. Je to dáno nejen rozdílným způsobem výpočtu oslabeného průřezu, ale tloušťka pásnice t se objevuje i ve tvarové funkci Y a MK. Při tomto výpočtu je tloušťka pásnice maximem pro délku trhliny. Výpočty simulující spoj tažené pásnice s poloeliptickou povrchovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí jsou uvedeny v tab. 5, tab. 6 a tab. 8. V tab. 7 je uveden výpočet bez vlivu reziduálního pnutí. Proměnnými parametry jsou tloušťka pásnice t a šířka pásnice W pro různé úrovně napětí σ/fy(t).

- 55 -


Tab. 5 – Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σp/fy(t) = 0,25) Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 75 75 75 100 100 100Šířka tělesa W mm 500 750 1000 500 750 1000 500 750 1000Tloušťka stojiny T mm 15 15 15 20 20 20 25 25 25Délka stojiny L mm 600 600 600 800 800 800 1000 1000 1000Úhel svaru Θ ° 45 45 45 45 45 45 45 45 45



Délka trhliny a mm 50 50 50 75 75 75 88 100 100Šířka poloviny trhliny c mm 125 125 125 188 188 188 220 250 250Úhel trhliny φ rad 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57 1,57

Parametr tvarové funkce a/c - 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400 0,400Parametr tvarové funkce a/t - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 0,881 1,000 1,000Tvarová funkce Y - 1,6389 1,4809 1,4338 2,2278 1,6389 1,5113 2,6069 1,9490 1,6389

FS - 1,885 1,703 1,649 2,562 1,885 1,738 2,998 2,242 1,885Q - 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323 1,323M1 - 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094 1,094M2 - 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943 0,943M3 - -0,452 -0,452 -0,452 -0,452 -0,452 -0,452 -0,452 -0,452 -0,452g - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000fφ - 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000fw - 1,189 1,075 1,040 1,617 1,189 1,097 1,930 1,414 1,189

Vliv svařování MK - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,049 1,059 1,106C - 1,127 1,220 1,313 1,051 1,113 1,175 1,013 1,059 1,106k - -0,281 -0,281 -0,281 -0,282 -0,282 -0,282 -0,282 -0,282 -0,282

Korekce plasticity kR6 - 0,665 0,665 0,665 0,665 0,665 0,665 0,747 0,665 0,665Parametr FAD Lr - 1,59 1,59 1,59 1,59 1,59 1,59 1,26 1,59 1,59

σEd MPa 184 184 184 184 184 184 184 184 184σgy(t) MPa 116 116 116 116 116 116 146 116 116



Porušení KL KIC/KI - 0,57 0,56 0,58 0,89 0,69 0,67 1,00 0,90 0,79 Kritická délka trhliny ac mm 50 50 50 75 75 75 88

441100 100

Kritická délka trhliny 2cc mm 250 250 250 375 375 375 500 500- 1,29 1,29 1,29 1,29 1,29 1,29 1,02 1,29 1,29- ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO

Posouzení


Z tab. 5 vyplývá, že při malé úrovni napětí dojde dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním než křehkým lomem. Kromě jednoho případu je navíc výpočet limitován délkou trhliny, která zasahuje přes celou tloušťku tělesa.

- 56 -


Tab. 6 – Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σp/fy(t) = 0,50) s vlivem reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 75 75 75 100 100 100Šířka tělesa W mm 500 750 1000 500 750 1000 500 750 1000Tloušťka stojiny T mm 15 15 15 20 20 20 25 25 25Délka stojiny L mm 600 600 600 800 800 800 1000 1000 1000Úhel svaru Θ ° 45 45 45 45 45 45 45 45 45





FS - 1,6702 1,5727 1,5226 1,6605 1,5472 1,4910 1,6194 1,5148 1,4567Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228M1 - 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940M2 - 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433M3 - -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fw - 1,0953 1,0375 1,0181 1,1434 1,0606 1,0306 1,1702 1,0785 1,0410



σEd MPa 268 268 268 268 268 268 268 268 268σgy(t) MPa 161 165 174 190 188 192 214 207 208



Porušení KL KIC/KI - 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 Kritická délka trhliny ac mm 41 40 39 53 54 52 61 64 63

206 202 193 265 269 262 306 320 317 Kritická délka trhliny 2cc mm- 1,35 1,32 1,25 1,14 1,16 1,13 1,02 1,05 1,04- ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO

Posouzení


V tab. 6 i přes nárůst úrovně napětí dochází opět dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním než křehkým lomem. Kritické délky trhliny jsou ovšem menší než tloušťka pásnice a výpočet je tak platný pro všechny zkoumané situace. Je patrná mírná tendence nárůstu kritické délky trhliny s nárůstem tloušťky pásnice, ale spíše lze tento jev přisuzovat zvětšení plochy průřezu. Také je vidět, že pro určité konfigurace pásnice a stojiny vliv svařovaného detailu klesá.

- 57 -


Tab. 7 – Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σp/fy(t) = 0,50) bez vlivu reziduálních pnutí Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 75 75 75 100 100 100Šířka tělesa W mm 500 750 1000 500 750 1000 500 750 1000Tloušťka stojiny T mm 15 15 15 20 20 20 25 25 25Délka stojiny L mm 600 600 600 800 800 800 1000 1000 1000Úhel svaru Θ ° 45 45 45 45 45 45 45 45 45





FS - 1,8294 1,6823 1,6211 1,8544 1,6917 1,6115 1,8089 1,6637 1,5859Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228M1 - 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940M2 - 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433M3 - -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fw - 1,1594 1,0653 1,0320 1,2261 1,1025 1,0531 1,2594 1,1280 1,0705



σEd MPa 168 168 168 168 168 168 168 168 168σgy(t) MPa 127 126 134 167 156 159 196 182 179




239 240 232 300 315 312 342 370 375 Kritická délka trhliny 2cc mm- 1,07 1,08 1,01 0,82 0,87 0,86 0,69 0,75 0,76-

Posouzení


ANO ANO ANO NE NE NE NE NE NE

Tab. 7 zkoumá vliv reziduálních napětí u poloeliptické povrchové trhliny při střední úrovni napětí. Kritická délka trhliny je bez reziduálních pnutí o cca 10-20 % větší. Narozdíl od předchozího případu však u větších průřezových ploch rozhoduje porušení křehkým lomem před porušením tvárným trháním.

- 58 -


Tab. 8 – Kritická délka trhliny na tělese s poloeliptickou trhlinou (σp/fy(t) = 0,75) Tloušťka tělesa t mm 50 50 50 75 75 75 100 100 100Šířka tělesa W mm 500 750 1000 500 750 1000 500 750 1000Tloušťka stojiny T mm 15 15 15 20 20 20 25 25 25Délka stojiny L mm 600 600 600 800 800 800 1000 1000 1000Úhel svaru Θ ° 45 45 45 45 45 45 45 45 45





FS - 1,3326 1,2819 1,2444 1,2733 1,2331 1,2077 1,2269 1,1966 1,1768Q - 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228 1,3228M1 - 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940 1,0940M2 - 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433 0,9433M3 - -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523 -0,4523g - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fφ - 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000 1,0000fw - 1,0205 1,0067 1,0027 1,0252 1,0087 1,0038 1,0250 1,0091 1,0039



σEd MPa 351 351 351 351 351 351 351 351 351σgy(t) MPa 240 251 262 262 269 276 279 283 289




127 115 103 155 144 132 170 160 147 Kritická délka trhliny 2cc mm- 1,19 1,14 1,09 1,09 1,06 1,03 1,02 1,01 0,99-

Posouzení


ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO ANO NE

Tab. 8 uvádí kritické délky trhliny při vysoké úrovni napětí. Za těchto podmínek je patrný trend, že s rostoucí šířkou pásnice se mírně zmenšuje kritická délka trhliny. Téměř pro všechny případy pak dojde k porušení zbytkového průřezu dříve tvárným trháním než křehkým lomem.

- 59 -


5.1.4 Závěr S experimentálně vyšetřenou hodnotou lomové houževnatosti byl proveden jednoduchý výpočet na příkladu tělesa s centrální trhlinou. Výsledkem je zjištění, že než by došlo k porušení průřezu křehkým lomem, nebyl by zbytkový průřez schopen přenést odpovídající napětí a došlo by tak dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Dále byla provedena parametrická studie výpočtu kritické délky trhliny pro vybrané detaily na základě výpočetních mechanismů z ČSN EN 1993-1-10. Nejprve musela být odvozena návrhová hodnota lomové houževnatosti, protože bezpečnostní prvek je zde zaveden formou snížení provozní teploty. U pásnice s centrální trhlinou s vlivem reziduálních pnutí dojde dříve k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním a bez vlivu reziduálních pnutí pak u masivnějších průřezů rozhoduje porušení křehkým lomem. U pásnice s okrajovou trhlinou s vlivem reziduálních pnutí rozhoduje pouze porušení křehkým lomem. U trhliny iniciované ze svařovaného detailu připojení stojiny k pásnici s vlivem reziduálních pnutí dochází téměř výhradně k porušení tvárným trháním před porušením křehkým lomem. Bez vlivu reziduálních pnutí pak u masivnějších průřezů dochází dříve k porušení křehkým lomem. Vypočtené kritické délky trhlin jsou pro všechny konfigurace z hlediska detekce relativně veliké a zavedený bezpečnostní prvek na straně odolnosti proti křehkému porušení je poměrně vysoký. Kritériem porušení konstrukce se tak velmi často stává tvárné trhání zbytkového průřezu, který už není schopen přenést napětí od zatížení. Pro značnou část zkoumaných detailů není velký rozdíl mezi tím, kdy se konstrukce s trhlinou poruší křehkým lomem a kdy se poruší tvárným trháním. Na základě provedených výpočtů tak lze předpokládat, že pro běžné návrhové podmínky a bez zavedení takto vysokého bezpečnostního prvku na straně odolnosti nehrozí u konstrukcí z oceli S355NL porušení křehkým lomem, ale musí být hlídána únosnost oslabeného průřezu.

- 60 -


5.2 Korelační vztahy Experimentální vyšetřování lomové houževnatosti je časově i finančně velmi náročné. V případě statické lomové houževnatosti je ještě závislé na tloušťce materiálu a tudíž vyžaduje velká zkušební tělesa. Proto je snaha odvozovat tyto veličiny pomocí jiných, snadnějších zkoušek. V případě vyšetřování hodnot lomové houževnatosti se jako zprostředkující veličina nabízí jednoduchá zkouška vrubové houževnatosti, která je vhodná i z hlediska odběru materiálu ze stávající konstrukce.

5.2.1 Úvod Vyšetřování hodnot statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti bylo provedeno v závislosti na teplotě a tuto závislost lze zapsat: (42) ( )TfK = kde K vyjadřuje houževnatost a parametr T teplotu. Potom určení jedné křehkolomové veličiny pomocí druhé má tvar: ( ) ( )( ) ( BA KfTffTfK === 21 ) (43) kde KA je hledaná veličina a KB veličina známá, fB 1 a f2 jsou známé funkce, T je zkušební teplota a funkce f vyjadřuje vztah mezi KA a KBB. Z výsledků výzkumu jsou do vztahu (43) známy veličiny KA a KB včetně jejich funkčních závislostí f

B

1 a f2. Neznámou je pouze funkce f, která tvoří hledaný korelační vztah. Původní hlavní parametr T se touto úpravou dostane do pozadí v odvození jedné křehkolomové veličiny pomocí jiné. Problematikou korelace statické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti se zabýval K. Wallin, který na základě velkého množství experimentů vytvořil vztah pro konstrukční oceli třídy S355 až S890 a jejich svary. Tato korelace má dva kroky. Z prvního kroku se určí teplota T100 (teplota, při které je statická lomová houževnatost 100 MPa.m1/2) z experimentálně vyšetřené teploty T27J (teplota při které je vrubová houževnatost právě 27 J) a tento vztah má lineární průběh. Druhým krokem se určí statická lomová houževnatost KJC z teploty T - T100 (od požadované provozní teploty T je odečtena teplota T100) a tato korelace má exponenciální průběh. Tento princip je základem pro výpočet odolnosti materiálu proti křehkému porušení v návrhové normě 1993-1-10 [37], ale bez dalších úprav je použitelný jen v tranzitní oblasti [31].

5.2.2 Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a dynamickou lomovou houževnatostí

Vyšetření statické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.2 a dynamické lomové houževnatosti v kapitole 4.3. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty statické i

- 61 -


dynamické lomové houževnatosti v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr. 5.

300

310

320

330

340

350

360

0 50 100 150 200 250 300

KJD [MPa.m0,5]

KJC

[MP

a.m

0,5 ]

Obr. 5 – Závislost mezi statickou a dynamickou lomovou houževnatostí

Statická lomová houževnatost dosahuje od teploty cca -45°C svých horních prahových hodnot a při -50°C se zjištěné výsledky příliš neliší, ale jsou spíše informativní. Korelační vztah v takovém případě nemá význam určovat, protože nabývá podoby konstantní funkce.

5.2.3 Korelační vztah mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí

Vyšetření statické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.2 a vrubové houževnatosti v kapitole 4.5. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty statické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr. 6.

300

310

320

330

340

350

360

0 50 100 150 200 250 300

KCu [J/cm2]

KJC

[MP

a.m

0,5 ]

Obr. 6 – Závislost mezi statickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí

Obdobně jako v kapitole 5.2.2 nemá ani zde význam určovat korelační vztah ve vyšetřovaném teplotním intervalu, kde se statická lomová houževnatost pohybuje na svých horních prahových hodnotách.

- 62 -


5.2.4 Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí

Vyšetření dynamické lomové houževnatosti je uvedeno v kapitole 4.3 a vrubové houževnatosti v kapitole 4.5. Pro základní materiál (BM) byly získány hodnoty dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Závislost mezi těmito dvěma veličinami je graficky uvedena na obr. 7.

0

50

100

150

200

250

300

0 50 100 150 200 250 300

KCu [J/cm2]

KJD

[MP

a.m

0,5 ]

Obr. 7 – Závislost mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí

Dynamická lomová houževnatost roste až do teploty cca -27°C, kdy dosáhne svých horních prahových hodnot. Od teploty -27°C tedy stejně jako v předchozích kapitolách nemá význam korelační vztah určovat. V teplotním intervalu -50°C až -27°C, respektive pro hodnoty vrubové houževnatosti KCu2 cca od 146 do 206 J/cm2, lze nalézt korelační vztah, který je uveden na obr. 8.

KJD = 28,038e0,0111KCu

R2 = 0,9974

100

150

200

250

300

100 150 200 250

KCu [J/cm2]

KJD

[MP

a.m

0,5 ]

Obr. 8 – Korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí

Tento korelační vztah by bylo vhodnější vytvořit v závislosti na vrubové houževnatosti stanovené na zkušebních tělesech s V vrubem. Pro nedostatek výsledků na těchto tělesech nelze spolehlivě určit závislost KCv na teplotě a tudíž ani vzájemný korelační vztah.

- 63 -


5.2.5 Závěr Hledat korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami je účelné v jejich tranzitních oblastech. Lomová houževnatost oceli S355NL však za běžných návrhových podmínek dosahuje svých horních prahových hodnot, které jsou díky technickému omezení konstantní, a tak je i následná korelační funkce také konstantní. V tomto případě se podařilo určit korelační vztah mezi dynamickou lomovou houževnatostí a vrubovou houževnatostí KCu2 na omezeném teplotním intervalu. Vyšetřené hodnoty dynamické lomové houževnatosti v tranzitní oblasti byly stanoveny z relativně malého počtu vzorků a jsou tak spíše informativní. Proto i tato korelace, ve tvaru exponenciální funkce, má spíše informativní charakter, který vypovídá o způsobu, jakým jsou na sobě závislé veličiny lomová a vrubová houževnatost. V práci [18] byla taktéž vyšetřována obdobná závislost, která vedla na tvar exponenciální funkce, ale průběhy byly různé, podle druhu oceli i zkoumané materiálové oblasti.

- 64 -


5.3 Porovnání lomové houževnatosti ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL

Na Fakultě stavební ČVUT v Praze byla ve třech po sobě následujících disertačních pracích zkoumána lomová houževnatost ocelí S355J2G3 [18], S460NL [19] a S355NL (v této práci). Tyto oceli se používají zvláště v mostním stavitelství, kde se uplatní jejich dobré mechanické i křehkolomové vlastnosti.

5.3.1 Diskuze vstupních podmínek, výpočtu a výsledků Vyšetřování houževnatosti výše zmíněných ocelí nebylo předem sjednoceno. Lišily se například tloušťky zkoumaného plechu, zvolený teplotní interval nebo způsob výpočtu. U tepelně ovlivněné oblasti pak rozhoduje i způsob svařování, případně následné žíhání. Při porovnávání výsledků je nezbytně nutné zohlednit výše uvedené skutečnosti.

5.3.1.1 S355J2G3 Vyšetřování statické lomové houževnatosti oceli S355J2G3 [18] bylo provedeno na zkušebních tělesech tloušťky 40 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Dále byla zkoumána dynamická lomová houževnatost a vrubová houževnatost, vše na základním materiálu (BM), tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem) a svarovém kovu (WELD). Byly zvoleny zkušební teploty -35°C, -20°C, +20°C a +60°C. Vzhledem k vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti autor zvolil svar typu půl V. Za přídavný materiál byl použit Chem-Weld 7018 s předehřevem 100°C. Při výpočtu horní prahové hodnoty J0,2 byla použita vlastní směrnice řídící přímky vypočtená z čáry otupení. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab. 9.

Tab. 9 – Houževnatost oceli S355J2G3 Teplota KIC/KJC Teplota KID/KJD Teplota KCV

°C MPa.m^0,5 °C MPa.m^0,5 °C J/cm2-35 68 -35 17 -35 28,8-20 92 -20 27 -20 50,1+20 210 +20 92 +20 99,0-35 44 -50 25 -35 85,0-20 108 -40 78 -20 172,9-8 222 -35 136 +20 163,9-35 96 -50 7 -35 113,7-20 220 -35 28 -20 220,9-12 342 -20 116 +20 258,5

HAZ

WELD

Oblast

BM

Získané výsledky jsou velmi rozsáhlé a jeví se jako kvalitní. Pouze dynamická lomová houževnatost tepelně ovlivněné oblasti vykazuje neobvykle vysoké hodnoty, dokonce vyšší než při statickém zatěžování, což neodpovídá předpokladům.

- 65 -


5.3.1.2 S460NL Vyšetřování statické lomové houževnatosti oceli S460NL [19] bylo provedeno na zkušebních tělesech tloušťky 20 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Dále byla zkoumána vrubová houževnatost, opět vše na základním materiálu (BM), tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem) a svarovém kovu (WELD). Statická lomová houževnatost byla vyšetřována pro teplotu -35°C, pro zkoušky vrubové houževnatosti byly zvoleny teploty -35°C, -20°C, 0°C a +20°C. Pro vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti autor zvolil svary typu V a K. Za přídavný materiál byl použit svařovací drát PITTARC G6 (dle EN 440:G3Si1) bez předehřevu, ale navíc byl zkoumán vliv žíhání. Při výpočtu J0,2 nebyla konstruována řídící přímka, ale byla použita hodnota odpovídající Δa = 0,2 mm. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab. 10.

Tab. 10 – Houževnatost oceli S460NL Teplota KIC/KJC Teplota KCV

°C MPa.m^0,5 °C J/cm2-35 79,5-20 98,90 151,1

+20 185,4-35 120,2-20 160,10 194,5

+20 268,4-35 82,6-20 105,40 138,5

+20 162,2

Oblast

WELD

HAZ

BM

239

361 žíhaný

216

-35 225

-35

-35

-35

168 žíhaný-35

Dosažené výsledky jsou kvalitní, ale v případě statické lomové houževnatosti omezené pouze na teplotu -35°C. U základního materiálu se lze domnívat na základě experimentu, že kolem této teploty začínají horní prahové hodnoty. Vzhledem ke zvolené tloušťce zkušebních těles jsou vyšetřené hodnoty vyšší než hodnoty základní lomové houževnatosti této oceli.

5.3.1.3 S355NL V této disertační práci byla vyšetřována statická lomová houževnatost základního materiálu (BM) oceli S355NL na zkušebních tělesech tloušťky 50 mm zatěžovaných trojbodovým ohybem. Také byla zkoumána dynamická lomová houževnatost základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ - podoblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem). Dále byla zkoumána vrubová houževnatost základního materiálu a svarového kovu (WELD). Byly zvoleny zkušební teploty -50°C, -35°C, -5°C a +20°C. Vzhledem k vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti byl použit svar typu X, který byl určen značnou tloušťkou plechu. Za přídavný materiál byl použit svařovací drát ELBOR SG 2 (dle EN 440:G3Si1) s předehřevem 120°C. Při výpočtu horní prahové hodnoty J0,2 byla použita směrnice řídící přímky doporučená normou. Dosažené výsledky jsou uvedeny v tab. 11.

- 66 -


Tab. 11 – Houževnatost oceli S355NL Teplota KJC Teplota KID/KJD Teplota KCV Teplota KCU

°C MPa.m^0,5 °C MPa.m^0,5 °C J/cm2 °C J/cm2-50 332 -47 155 -50 63 -46 163-35 350 -35 215 - - -35 173

- - - - -5 213 -5 236+20 350 +23 266 - - +20 238

-47 180-35 273+23 358

-50 120-35 150-5 182

+20 201

- - -

- - - - - -

Oblast

WELD

- -

BM

HAZ -

Diskuze k dosaženým výsledkům je uvedena v kapitole 4 a příslušných přílohách.

5.3.2 Porovnání statické lomové houževnatosti Porovnání dosažených výsledků statické lomové houževnatosti pro všechny tři vyšetřované druhy oceli je uvedeno na obr. 9. Nejsou zde zahrnuty výsledky z tepelně ovlivněné oblasti, které jsou ovlivněny přesnou polohou trhliny vzhledem ke svaru a u oceli S355NL se nepodařilo její houževnatost vyšetřit. U oceli S355J2G3 lze předpokládat, že při tloušťce 40 mm se jedná o hodnoty základní lomové houževnatosti, shodně jako u oceli S355NL. Základní lomová houževnatost oceli S460NL bude o něco nižší, než uvedená hodnota pro tloušťku 20 mm.

S460NL-BM

S460NL-WELD

0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]KIC

/KJC

[MP

a.m

0,5 ]

S355J2G3-BMS355J2G3-WELDS355NL-BM

Obr. 9 – Porovnání statické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě

Toto porovnání ukazuje, že oceli S460NL a S355NL mají výrazně lepší křehkolomové vlastnosti než ocel S355J2G3 a při teplotě kolem -35°C už jejich statická lomová houževnatost dosahuje horních prahových hodnot. Taktéž lze dokladovat, že zvýšením meze kluzu u jemnozrnné oceli S460NL dojde k poklesu houževnatosti oproti oceli S355NL. Při teplotě -35°C u ocelí S355J2G3 a S460NL se lomová houževnatost základního materiálu a

- 67 -


příslušného svarového kovu příliš neliší. Ocel S355NL je svařována velmi obdobně jako ocel S460NL a v tomto případě je základní materiál znatelně kvalitnější než svarový kov.

5.3.3 Porovnání dynamické lomové houževnatosti Dynamická lomová houževnatost byla zkoumána pouze u ocelí S355J2G3 a S355NL. Vyšetřené hodnoty bez výsledků z tepelně ovlivněné oblasti jsou uvedeny na obr. 10.

0

50

100

150

200

250

300

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]K

ID/K

JD [M

Pa.m

0,5 ]

S355J2G3-BM

S355NL-BM

S355J2G3-WELD

Obr. 10 – Porovnání dynamické lomové houževnatosti v závislosti na teplotě

V případě zatížení rázem se ještě více zvýrazňuje rozdíl v houževnatosti základního materiálu oceli S355J2G3 a S355NL. Základní materiál a svarový kov oceli S355J2G3 kopírují tendence zjištěné při statickém zatěžování.

5.3.4 Porovnání vrubové houževnatosti Na obr. 11 jsou uvedeny průběhy vrubové houževnatosti KCV základního materiálu a svarového kovu všech vyšetřovaných ocelí. Nebyl vyšetřen svarový kov oceli S355NL, ale v podstatě jej lze považovat za shodný se svarovým kovem oceli S460NL.

- 68 -


0

50

100

150

200

250

300

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]KC

V [J

/cm

2 ]

S355J2G3-BMS355J2G3-WELDS460NL-BMS460NL-WELDS355NL-BM

Obr. 11 – Porovnání vrubové houževnatosti v závislosti na teplotě

Zkoušky vrubové houževnatosti názorně ilustrují výše popsané trendy v posunu hodnot houževnatosti základního materiálu jednotlivých ocelí. U oceli S460NL vychází obdobné hodnoty houževnatosti základního materiálu i svarového kovu, což je v souladu s výsledky ze zkoušek statické lomové houževnatosti. Pouze u oceli S355J2G3 vykazuje svarový kov velmi vysoké hodnoty vrubové houževnatosti, které nejsou v souladu ani s výsledky vyšetřování statické a dynamické lomové houževnatosti, ale ani s výsledky svarového kovu u oceli S460NL. Jen na základě údajů z měření nelze tuto disproporci uspokojivě vysvětlit.

5.3.5 Cenové srovnání Lepší mechanické i křehkolomové vlastnosti jsou u nízkolegovaných ocelí převážně dány náročnějšími výrobními postupy. V tab. 12 jsou uvedeny ceny u vybraných výrobců oceli. Celková cena, v Euro za tunu, je součtem základní ceny a příplatku za daný druh oceli. Ceny byly získány z ceníků uvedených na internetových stránkách výrobců v létě 2009.

Tab. 12 – Cenové srovnání

S355J2 S355NL S460NLVoestAlpine 1 020 59 103 208DillingerHütte 1 300 59 103 208Salzinger 950 59 103 208

http://www.voestalpine.com/grobblech/en.htmlhttp://www.dillinger.de/dh/index.shtml.enhttp://www.ilsenburger-grobblech.de/

PříplatkyZákladní cena€ za t

Pokud je základní cena cca 1000 €/t a ocel S355J2 určuje cenovou hladinu 100 %, pak ocel S355NL má cenovou úroveň cca 104 % a ocel S460NL cca 114 %.

- 69 -


5.3.6 Závěr V rámci této práce bylo provedeno porovnání křehkolomových charakteristik ocelí S355J2G3, S460NL a S355NL. Zvláště se jedná o porovnání základního materiálu a svarového kovu. Porovnání tepelně ovlivněných oblastí není příliš vypovídající při nejednotné koncepci umístění trhliny a různých způsobech svařování. Jednoznačně se potvrzuje předpoklad, že ocel S355J2G3 je s ohledem na křehký lom nejméně kvalitní a naopak nejlepší je ocel S355NL. Při limitních teplotách kolem -35°C jsou u ocelí S355J2G3 a S460NL relativně vyrovnané vlastnosti základního materiálu i svarového kovu. U oceli S355NL je použitý svarový kov (dle EN 440:G3Si1) horší než základní materiál a nabízí se použití lepšího přídavného materiálu (např.: dle EN 440:G4Si1).

- 70 -


6 Výsledky disertace Hlavním cílem této disertační práce bylo vyšetření statické i dynamické lomové houževnatosti a vrubové houževnatosti základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti oceli S355NL v závislosti na teplotě. Dále provedení parametrické studie kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, na vybraných detailech mostní konstrukce a nalezení korelačních vztahů mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami. Experimentálně byla vyšetřena statická lomová houževnatost základního materiálu tloušťky 50 mm v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Ve stejném teplotním rozsahu byla vyšetřena dynamická lomová houževnatost základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti. Vzhledem ke značnému rozptylu výsledků dynamických zkoušek jsou vyšetřené hodnoty spíše orientační. Dále byla vyšetřena vrubová houževnatost základního materiálu na tělesech s U a V vruby a pro porovnání byla zjištěna také vrubová houževnatost svarového kovu na tělesech s U vrubem. Vyšetřování křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné oblasti přináší značné komplikace a pomocí klasických destruktivních zkoušek je složité a časově i finančně náročné získat relevantní hodnoty. Proto se jeví vhodné vyšetřit vlastnosti tepelně ovlivněné zóny pomocí jiných metod. S hodnotami statické lomové houževnatosti základního materiálu byl uveden postup pro výpočet kritické délky trhliny, resp. kritického napětí, pomocí metod lomové mechaniky. Byl uveden jednoduchý postup výpočtu vycházející z hodnot lomové houževnatosti při -35°C. Dále byl na několika případech uveden postup, jakým lze proti porušení křehkým lomem posuzovat detaily podle návrhové normy ČSN EN 1993-1-10. Mezi jednotlivými vyšetřenými křehkolomovými veličinami na základním materiálu byly nalezeny korelační vztahy pro teplotní interval -50°C až +20°C. Ocel S355NL je určena do nízkých teplot a při vyšetřování lomové houževnatosti bylo většinou dosaženo horních prahových hodnot, které už dále nerostou díky technickému omezení. Proto některé části korelačních vztahů mají podobu konstantní funkce a takové odvození hodnot lomové houževnatosti má smysl jen v tranzitní oblasti. Protože vyšetřování houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti je značně náročné, byl učiněn pokus o její prozkoumání na základě zkoušek tvrdosti. Těmito zkouškami byla identifikována oblast smíšeného svarového kovu se základním materiálem, kterou lze identifikovat i vizuálně po naleptání a dále oblast základního materiálu, jehož mikrostruktura byla změněna průběhem vysokých teplot od svařování. V této druhé oblasti však nelze jen na základě zkoušek tvrdosti určit, jestli došlo i k jejímu zkřehnutí. Tato práce navazuje na předchozí výzkum křehkolomových vlastností stavebních ocelí, které se uplatní převážně v mostním stavitelství. Proto bylo vypracováno přehledné porovnání jednotlivých vyšetřených výsledků. Vzhledem k finančním i časovým nárokům nebylo možné získat dostatečně velký statistický soubor výsledků. Proto je nutné na uvedené hodnoty pohlížet jako na orientační a pro praktické použití by měly být doplněny dalšími experimenty nebo parametrickými studiemi založenými na numerické simulaci daného problému.

- 71 -


6.1 Nové poznatky Na základě experimentů v této disertační práci byla nalezena podoblast základního materiálu v tepelně ovlivněné zóně, kde ještě dochází ke změně mikrostruktury vlivem svařování. Tuto podoblast nelze zjistit vizuálně po naleptání. Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti výše uvedenými metodami je velmi náročné. Proto se jeví vhodnější k odvození křehkolomových vlastností tepelně ovlivněné zóny využití pokročilých numerických simulací zahrnujících vliv svařování nebo vyhodnocování na základě zkoumání mikrostruktury. Při porovnání ocelí používaných pro mostní stavitelství se jednoznačně potvrzuje předpoklad, že ocel S355J2G3 je s ohledem na křehký lom nejméně kvalitní a naopak nejlepší je ocel S355NL. Při limitních teplotách kolem -35°C jsou u ocelí S355J2G3 a S460NL relativně vyrovnané vlastnosti základního materiálu i svarového kovu. U oceli S355NL je použitý svarový kov (dle EN 440:G3Si1) horší než základní materiál a nabízí se použití lepšího přídavného materiálu (např.: dle EN 440:G4Si1).

6.2 Přínos pro praxi V rámci této práce byly experimentálně vyšetřeny hodnoty statické i dynamické lomové houževnatosti oceli S355NL. Na základě těchto hodnot lze posoudit běžné detaily používané na mostních konstrukcích proti porušení křehkým lomem. Hodnota statické lomové houževnatosti byla stanovena pro tloušťku 50 mm a lze ji považovat za hodnotu základní statické lomové houževnatosti. Proto se dále se zvětšující tloušťkou prvku již nezmenšuje. Na základě vyšetřených hodnot byla provedena parametrická studie vybraných mostních detailů. Z výsledků vyplývá, že k porušení křehkým lomem dochází až při relativně velkých trhlinách, které lze včas identifikovat. Navíc je zaveden poměrně značný bezpečnostní prvek, bez kterého by za běžných okolností dříve došlo k porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. Ale i s jeho zavedením dochází u řady případů nejdříve k tvárnému porušení a u případů, kdy rozhoduje křehký lom, zpravidla nezbývá velká rezerva do porušení tvárným trháním.

6.3 Doporučení pro další zkoumání Největší komplikace vznikají při vyšetřování tepelně ovlivněné oblasti. Jedná se převážně o umístění zkušebních těles vzhledem k okraji svaru, případně o přesnou polohu trhliny. V rámci této práce byly učiněny pokusy o prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti, ale dosažené výsledky nelze pro praktické výpočty použít. Proto by bylo vhodné tepelně ovlivněnou oblast prozkoumat buď klasickými destruktivními zkouškami, což je velmi finančně i časově náročné, nebo použít pokročilých numerických simulací zahrnujících vliv svařování, případně se pokusit o odvození křehkolomových vlastností z mikrostruktury. Při výrobě zkušebních těles byla použita běžná svařovací technologie pro ocel S355NL simulující reálné podmínky mostního stavitelství v ČR. Experimentálně bylo zjištěno, že samotný svarový kov má nižší houževnatost než základní materiál i tepelně ovlivněná oblast a stává se tak z hlediska křehkého lomu slabým místem. Je tedy vhodné přezkoumat použitý svarový kov a případně použít kvalitnější přídavný materiál.

- 72 -


7 Závěr Předložená disertační práce se zabývá stanovením křehkolomových vlastností oceli 355NL využívané převážně v mostním stavitelství. Byly stanoveny velikosti kritické délky trhliny pro běžné detaily mostních konstrukcí a nalezeny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami. V experimentální části byly získány hodnoty statické lomové houževnatosti základního materiálu tloušťky 50 mm, dynamické lomové houževnatosti základního materiálu a tepelně ovlivněné oblasti a hodnoty vrubové houževnatosti základního materiálu a svarového kovu. Jednotlivé hodnoty byly vyšetřovány v teplotním intervalu -50°C až +20°C, který pokrývá běžné návrhové situace. Ze získaných hodnot byly stanoveny tzv. řídící křivky závislosti houževnatosti na teplotě. V teoretické části byly na základě vyšetřených hodnot lomové houževnatosti stanoveny maximální přípustné defekty pro vybrané druhy detailů, aby nedošlo k poškození křehkým lomem. Jako pomocné kritérium bylo uvedeno porušení zbytkového průřezu tvárným trháním. V rámci práce byly stanoveny korelační vztahy mezi jednotlivými křehkolomovými veličinami vyšetřenými na základním materiálu oceli S355NL. Tyto korelační vztahy jsou platné pouze v mezích, kdy byly jednotlivé hodnoty určeny. Na závěr je třeba zopakovat, že zkoumání křehkolomových vlastností je časově i finančně náročné. Proto byl experiment proveden jen na omezeném počtu zkušebních těles a vyšetřené hodnoty jsou spíše orientační. Pro použití v praxi je třeba získané hodnoty ověřit, ale principy uvedené v této práci mohou být použity jako návod. Disertační práce obsahuje přínosy zvláště v otázce volby materiálu při projektování mostních konstrukcí a doporučení pro další zkoumání v oblasti prevence porušení konstrukce křehkým lomem.

- 73 -


Literatura Monografie

[1] SHUKLA, A. Practical fracture mechanics in design. Second Edition, Revised and Expanded; Marcel Dekker, 2005

[2] SHUKLA, A. citováno z:

INGLIS, C.E. Stresses in a plate due to the presence of cracks and sharp corners.; Transactions of the Institute of Naval Architects: London, 1913


GRIFFITH, A.A. The phenomena of rupture and flow in solids.; Phil. Trans. Royal Society, 1920


RICE, J.R. A path independent integral and the approximate analysis of strain concentration by notches and cracks; J. Appl. Mech., 1968


BROEK, D. The practical use of fracture mechanics.; Kluwer Academic Publishers: Dordrecht, 1988


INGLIS, E.E. Stresses in a plate due to presence of cracks and sharp corners.; Trans. Inst. Nav. Architects: London, 1913


ROARK, R.J. Formulas for stress and strain, 4th ed.; McGraw-Hill: New York, 1965


TIMOSHENKO, S. Strength of materials; Van Nostrand: New York, 1956

[9] SHUKLA, A. citováno z: PETERSON, R.E. Stress concentration design factors; John Wiley: New York, 1953


GRIFFITH, A.A. The phenomena of rupture and flow in solids.; Trans. R. Soc. Lond., 1920


PARKER, A.P. The mechanics of fracture and fatigue; E.&F.N.Spon: London, 1981


IRWIN, G.R. Fracture dynamics. In Fracture of Metals; American Society of Metals: Cleveland, 1948

- 74 -



OROWAN, E. Fracture strength of solids.; In Report on Progress in Physics Physical Society of London: London, 1949


BARSOM, J.M.: ROFLE, S.T. Fracture and fatigue control structures, 2nd ed.; Prentice-Hall: Englewood Cliffs: NJ, 1987


ROOKE, D.P.; CATWRIGHT, D.J. Compendium of stress intensity factors; Her Majesty’s Stationery Office: London, 1976


PARIS, P.C.; GOMEZ, M.P.; ANDERSON, W.P. A rational analytic theory of fatigue.; Trend Engng, 1961

[17] KUNZ J. Základy lomové mechaniky, ČVUT: Praha, 2000

[18] LUBAS, A. Vlastnosti oceli S355J2G3 z hlediska křehkého lomu, Disertační

práce; FSv – ČVUT: Praha, 2004

[19] KROUPA P. Stanovení křehkolomových vlastností oceli S460NL, Disertační práce; FSv – ČVUT: Praha, 2009

[20] KRATOCHVÍL P., LUKÁČ P., SPRUŠIL B. Úvod do fyziky kovů I; SNTL –

Nakladatelství technické literatury: Praha, 1984 Články

[21] MOLLIKOVÁ E., KALÁB P., STRÁNSKÝ L., SEDLÁČEK J. Zkouška rázem v ohybu; http://drogo.fme.vutbr.cz/opory/pdf/umvi/zk.raz.ohybu.pdf, 2006

[22] MENTL V. Problematika křehkého lomu, rukopis; ZČU – Plzeň, 2008

[23] FERNÁNDEZ ZÚNIGA D., KALTHOFF J.F., FERNÁNDEZ CANTELI A.,

GRASA J., DOBLARÉ M. Three dimensional finite element calculations of crack tip plastic zones and KIC specimen size requirements; http://www.icf11.com/proceeding/EXTENDED/4087.pdf, 2006

[24] ZABARAS N. Phase Diagrams and Equilibrium Microstructures.; MAE: 212,

Lecture 14, 2001

[25] BERNÁŠEK V., KOVAŘÍK R. Technologie slévání, tváření a svařování pro bakalářské studium.; Západočeská univerzita v Plzni, Fakulta strojní, 1996

[26] WELDING METALLURGY, The Metallurgy of Carbon Steel;

http://www.gowelding.com/met/carbon.htm, 2004

- 75 -

http://drogo.fme.vutbr.cz/opory/pdf/umvi/zk.raz.ohybu.pdf

http://www.icf11.com/proceeding/EXTENDED/4087.pdf

http://www.gowelding.com/met/carbon.htm


[27] ZHENGQIANG Z., LIGONG, CH., HONGYANG J., JINGGUO G., CHUNZEN N., DELIN R. Investigation on fracture behavior of the weld joint HAZ of ultra-fine grain steel SS400; China Welding, Vol. 12, No. 2, 2003

[28] SANGHO K., SUK Y. K., SEI J. O., SOON-JU K., Correlation of the

microstructure and fracture toughness of the heat-affected zones of an SA 508 steel; Metallurgical and Materials Transactions, 31A, 4, Academic Research Library pg. 1107, 2000

[29] LAŠ V., OTČENÁŠEK J., VACEK V., Numerical determination of J-R curve

using void model; 2005

[30] J. W. MORRIS, Jr., The Influence of Grain Size on the Mechanical Properties of Steel; University of California, Berkeley, CA 94720

[31] HOLZMANN M., JURÁŠEK L., Princip koncepce Master křivky, její určování a

aplikace; Konstrukce 1/2009 Normy

[32] ISO 12135 Metallic materials – Unified method of test for determination of quasistatic fracture toughness; 2002

[33] ČSN EN ISO 14556 Ocel – Zkouška rázem v ohybu na kyvadlu tyčí Charpy s V-

vrubem – Instrumentovaná zkušební metoda; 2001

[34] ČSN EN ISO 10045-1 Kovové materiály – Zkouška rázem v ohybu podle Charpyho – Část 1: Zkušební metoda (V a U vruby); 1998

[35] ČSN EN 1993-1-10 Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí – Část 1-10:

Houževnatost materiálu a vlastnosti napříč tloušťkou; ČNI, 2007

[36] ČSN EN 10025-3 Výrobky válcované za tepla z konstrukčních ocelí – část 3: Technické dodací podmínky pro normalizačně žíhané/normalizačně válcované svařitelné jemnozrnné konstrukční oceli; ČNI, 2005

[37] COMMENTARY AND WORKED EXAMPLES to EN 1993-1-10 “Material

toughness and through thickness properties” and other toughness oriented rules in EN 1993-1-10; JRC EUROPEAN COMMISION, 2008

[38] BS 7910 Guide to methods for assessing the acceptability of flaws in metallic

structures; BSI, 2005

- 76 -


Publikace autora

[39] JŮZA A., ROTTER T., Křehkolomové vlastnosti stavebních ocelí; Teoretické a konštrukčné problémy oceľových a drevených konštrukcií, Stavebna fakulta STU: Bratislava, 2006, ISBN 80-227-2359-2. 50%

[40] JŮZA A., Lomová houževnatost stavebních ocelí; Sborník semináře doktorandů

katedry ODK, FSv – ČVUT: Praha, 2006, ISBN 80-01-03525-5 [41] JŮZA A., Vliv svařování na lomovou houževnatost; Sborník semináře doktorandů

katedry ODK, FSv – ČVUT: Praha, 2007, ISBN 978-80-01-03767-6

[42] JŮZA A., ROTTER T., Experimentální vyšetření lomové houževnatosti oceli S355NL ; Experiment 07, Akademické nakladatelství CERM: Brno, 2007, ISBN 978-80-7204-543-3. 50%

[43] JŮZA A., Fracture Toughness of Steel S355 NL; Proceedings of Workshop 2008,

ČVUT: Praha, 2008, ISBN 978-80-01-04016-4

[44] JŮZA A., Vliv svařování na lomovou houževnatost; Konstrukce, Ostrava, 2008, ISSN 1213-8762

[45] JŮZA A., Lomová a vrubová houževnatost oceli S355NL; Sborník semináře

doktorandů katedry ODK, FSv – ČVUT: Praha, 2008, ISBN 978-80-01-04107-9

- 77 -


Přílohy

- 78 -


- 1 -

Obsah PŘÍLOHA A ........................................................................................................................... 2

A.1 Statická lomová houževnatost .................................................................................... 3 A.2 Výroba zkušebních těles............................................................................................. 3 A.3 Příprava experimentu ................................................................................................. 4 A.4 Experiment ................................................................................................................. 5 A.5 Měření veličin na lomových plochách ....................................................................... 8 A.6 Přehled zkoušených vzorků........................................................................................ 9 A.7 Vyhodnocení ............................................................................................................ 19 A.8 Shrnutí výsledků....................................................................................................... 24 A.9 Závěr......................................................................................................................... 25

PŘÍLOHA B.......................................................................................................................... 26 B.1 Dynamická lomová houževnatost ............................................................................ 27 B.2 Výroba zkušebních těles........................................................................................... 27 B.3 Příprava experimentu ............................................................................................... 27 B.4 Experiment ............................................................................................................... 28 B.5 Měření veličin na lomových plochách ..................................................................... 31 B.6 Přehled zkoušených vzorků...................................................................................... 31 B.7 Vyhodnocení ............................................................................................................ 44 B.8 Shrnutí výsledků....................................................................................................... 47 B.9 Závěr......................................................................................................................... 49

PŘÍLOHA C ......................................................................................................................... 50 C.1 Vrubová houževnatost.............................................................................................. 51 C.2 Výroba zkušebních těles a příprava experimentu .................................................... 51 C.3 Experiment ............................................................................................................... 51 C.4 Přehled zkoušených vzorků, vyhodnocení a shrnutí výsledků................................. 52 C.5 Závěr......................................................................................................................... 54

PŘÍLOHA D ......................................................................................................................... 55 D.1 Zkoušky tvrdosti....................................................................................................... 56 D.2 Průběh tvrdosti ......................................................................................................... 56 D.3 Tvrdost tepelně ovlivněné oblasti ............................................................................ 58 D.4 Zkouška tvrdosti svaru ............................................................................................. 61 D.5 Závěr......................................................................................................................... 61

PŘÍLOHA E.......................................................................................................................... 62 E.1 Ostatní materiálové zkoušky, křehký lom................................................................ 63 E.2 Zkouška tahem ......................................................................................................... 63 E.3 Materiálové listy....................................................................................................... 65 E.4 Chemické složení ..................................................................................................... 69 E.5 Protokol o svařování................................................................................................. 71 E.6 Mikrostruktura.......................................................................................................... 75 E.7 Rozvoj křehkého lomu ............................................................................................. 80


- 2 -

PŘÍLOHA A


- 3 -

A.1 Statická lomová houževnatost Metodika stanovení statické lomové houževnatosti je uvedena v ISO 12135 [32]. Dle této normy byl určen tvar zkušebních těles pro namáhání v trojbodovém ohybu (3PB). Pro zvolenou tloušťku plechu 50 mm byly stanoveny rozměry zkušebních těles, a to 50x100x400 mm. Předmětem zkoumání je lomová houževnatost základního materiálu (BM) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) v závislosti na teplotě. Jako referenční teploty byly zvoleny tři hodnoty: -50°C, -35°C a +20°C.

A.2 Výroba zkušebních těles Pro výrobu vzorků byl k dispozici plech o velikosti 1100x2700 mm, viz obr. 1. Plech byl na dvou místech rozříznut, hrany ohoblovány a následně svařen tupým svarem. Svar X byl proveden běžnou technologií pro svařování ocelí do nízkých teplot při tloušťce 50 mm. Z takto připraveného plechu byly plamenem vyříznuty vzorky, které byly do finální podoby upraveny frézováním. Tento postup byl zvolen proto, aby vzorky nebyly tepelně ovlivněny od řezání plamenem. Plech byl vyválcován ve firmě VÍTKOVICE STEEL, a.s. a jeho materiálové vlastnosti jsou uvedeny v příloze E. Řezání, svaření a následnou výrobu zkušebních těles provedla firma METROSTAV a.s., Divize 7.

Obr. 1 – Výroba zkušebních těles

Pro zkoušku statické lomové houževnatosti je nutné na zkušebních tělesech vytvořit ostrý iniciační vrub pro únavovou trhlinu. V daném případě byl zvolen vrub Chevron, viz obr. 2. Vyfrézování vrubů provedla firma SVÚM a.s.


- 4 -

Obr. 2 – Vrub Chevron

A.3 Příprava experimentu Přípravná fáze, samotný experiment i jeho vyhodnocení bylo provedeno v laboratořích Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Na zkušebních tělesech s vyfrézovaným vrubem byly nacyklovány únavové trhliny. Podle normy [32] musí být splněno kritérium počáteční délky trhliny:

70,0/45,0 ≤≤ Wa (1)

kde a je celková počáteční délka trhliny včetně iniciačního vrubu a W je šířka zkušebního tělesa, v našem případě W = 100 mm. Pro nacyklování byla určena počáteční délka trhliny a0 cca 55-60 mm. Charakteristiky nacyklování počátečních únavových trhlin pro jednotlivé zkoušené vzorky jsou uvedeny v tab. 1. V průběhu cyklického zatěžování na stroji MTS 500 byla postupně snižována maximální síla Fmax až do hodnoty Fmax, fin, aby byla minimalizována plastická oblast na čele trhliny. Potřebný počet cyklů pro nacyklování trhlin v HAZ může být ovlivněn tím, že vrub na krajích zkušebního tělesa částečně prochází oblastí promíchaného svarového kovu se základním materiálem s tepelnými změnami v mikrostruktuře od svařování.

Tab. 1 – Nacyklování únavových trhlin Fmax Fmin Fmax, fin f NkN kN kN Hz cyklů

1 100,0 10,0 - 6 -3 100,0 10,0 60,0 6 738904 100,0 10,0 85,0 6 731701a 100,0 10,0 74,3 4 734405a 100,0 10,0 72,5 4 760002 100,0 10,0 97,5 5 114850

51c 130,0 10,0 107,5 6 6290054c 127,5 11,3 - 6 5024055c 127,5 11,3 106,3 6 42846

Vzorek

BMH

AZ


- 5 -

A.4 Experiment Zatěžování těles v trojbodovém ohybu, se vzdáleností podpor S, probíhalo na stroji MTS 500, který umožňuje vyvinout sílu až 500 kN. Experiment byl řízen deformací s nízkou rychlostí zatěžování 1 mm/min. Síla z lisu byla na prostě uložené zkušební těleso přenášena přes ocelový váleček umístěný uprostřed rozpětí. V průběhu zatěžování je měřena síla F a k ní příslušný průhyb δ uprostřed tělesa pomocí extenzometru MTS, viz obr. 3. Dvojice hodnot síla-průhyb jsou po malých časových intervalech ukládány v elektronické formě pro zpracování v tabulkovém programu.

Obr. 3 – Schéma zatěžování v trojbodovém ohybu

Pro experimenty za nízkých teplot byla použita uzavřená komora z polystyrénu a chlazení probíhalo vháněním kapalného dusíku, viz obr. 4 až 7. V souladu s [32] byla v komoře dosažena požadovaná teplota a udržována po dobu 45 minut před začátkem zatěžování, aby došlo k rovnoměrnému ochlazení vzorku po celé jeho tloušťce. Chlazení bylo řízeno automaticky podle teploty na povrchu vzorku měřené kontaktním teploměrem.

Obr. 4 – Zkušební zařízení s otevřenou chladící komorou


- 6 -

Obr. 5 – Pohled do chladící komory

Obr. 6 – Přívod dusíku a upevnění kontaktního teploměru


- 7 -

Obr. 7 – Automatické chlazení se zpětnou vazbou

Vyšetřovaná jemnozrnná normalizačně válcovaná ocel by měla vykazovat houževnaté chování i při nízkých teplotách do cca -50°C. Jako první byla provedena zkouška při teplotě -35°C, při které došlo pouze ke stabilnímu nárůstu trhliny. Dále byly provedeny tři zkoušky při teplotě -50°C, dvakrát základní materiál a jednou tepelně ovlivněná oblast. Ke křehkému lomu došlo pouze u jednoho vzorku ze základního materiálu až při relativně velké síle a průhybu. Ze znalosti křehkolomového chování konstrukčních ocelí vyplývá, že při teplotách kolem -50°C se statická lomová houževnatost oceli S355NL dostává na svoji horní prahovou hodnotu. Proto byly zbylé vzorky zkoušeny při pokojové teplotě, aby bylo umožněno kvalitní vyhodnocení metodou J-R křivky. Toho bylo dosaženo vyvozením různých hodnot FMAX a u dvou vzorků i změnou rozpětí S, které způsobí jiný poměr mezi napětím na čele trhliny a průhybem vzorku. Ze záznamu síla-průhyb je pro další vyhodnocení určena maximální síla FMAX a vypočtena plastická složka práce UPL, viz obr. 8. Výpočet byl proveden v programu MS Excel integrační metodou. Záznam jednoho vzorku zpravidla obsahoval kolem 15 tisíc bodů. Proto byla provedena redukce na cca 150 bodů, které byly určeny aritmetickým průměrem z blízkého okolí vyšetřovaného bodu. V takto upraveném záznamu byl proveden výpočet plochy pod křivkou pomocí sčítání ploch lichoběžníků. Na závěr byla od celkové práce odečtena její elastická část určená maximální silou FMAX a sklonem získaným z elastické větve zatěžování.


- 8 -

Obr. 8 – Určení UPL

Pozn.: Při zatěžování některých vzorků došlo k posunu kontaktu vzorku a extenzometru, čímž by byl výsledek zkreslen. Extenzometr byl v takových případech přestaven na původní kontaktní hranu. K tomuto jevu došlo při vyčerpání elastické únosnosti zbytkového průřezu. Ta část záznamu, která byla posunutím zkreslena, musela být z výsledného grafu závislosti síla-průhyb vyloučena. Ze závislosti síla-průhyb a výpočtu UPL u ostatních vzorků je možné konstatovat, že takto vyloučenou oblast lze lineárně nahradit. Pozn. 2: Přístroj MTS 500 zaznamenává vyvozenou tlakovou sílu se záporným znaménkem.

A.5 Měření veličin na lomových plochách Na lomových plochách je třeba zjistit počáteční délku trhliny a0 a velikost stabilního nárůstu délky trhliny Δa. Počáteční délka trhliny byla měřena ve třech řezech, ve čtvrtinách a v polovině tloušťky tělesa. Stabilní nárůst trhliny se měří v devíti bodech rovnoměrně rozložených po tloušťce tělesa tak, že oba krajní body jsou mírně odsazeny od okraje tělesa. Schéma měření je na obr. 9.

Obr. 9 – Měření na lomových plochách


- 9 -

Počáteční délka trhliny a0 byla vypočtena z naměřených hodnot aritmetickým průměrem. Velikost stabilního nárůstu trhliny Δa pak podle následujícího vzorce:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

+⋅=Δ ∑8

291

281

iaaa

a (2)

A.6 Přehled zkoušených vzorků Pro vyšetření statické lomové houževnatosti ve zvoleném teplotním rozsahu bylo použito celkem 9 zkušebních těles. Naměřené a vypočtené údaje ke každému vzorku jsou uvedeny na následujících stránkách. Seznam použitých symbolů: T – zkušební teplota (°C) S – vzdálenost podpor při namáhání vzorku v trojbodovém ohybu (mm) W – šířka zkušebního tělesa (mm) B – tloušťka zkušebního tělesa (mm) a0 – počáteční délka trhliny (mm) Δa – stabilní nárůst trhliny (mm) FMAX – maximální dosažená síla při zatěžování (kN) UPL – plastická složka práce (J, N.m) Pozn.: Prvotně zvolený systém označení vzorků byl částečně přeznačen (u vzorků zkoušených za nízkých teplot došlo k číslování od 1 a vypuštění identifikátoru “a“ pro BM a “c“ pro HAZ). Vzorkům bylo zachováno to označení, které bylo použito v průběhu zatěžování na stroji MTS. Některé připravené vzorky nebyly pro experiment použity a tudíž jsou jejich čísla vynechána.


- 10 -

Vzorek 1 Základní materiál • Nárůst trhliny

T = -35 °C

S = 350 mmW = 100,0 mmB = 50,4 mma0 = 57,93 mmΔa = 0,21 mm

FMAX = 161,0 kNUPL = 335 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,15 0,10 0,20 0,34 0,31 0,21 0,23 0,16 0,12

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

1 3 5 7 9

• Graf závislosti síly F na průhybu δ

-200

-150

-100

-50

00,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: podkritický nárůst trhliny • Lomová plocha


- 11 -

Vzorek 1a Základní materiál • Nárůst trhliny

T = +20 °C


FMAX = 137,1 kNUPL = 473 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,16 0,23 0,57 0,55 0,61 0,64 0,61 0,23 0,16

0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1 3 5 7 9


-160

-120

-80

-40

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

δ [mm]

F [k

N]



- 12 -

Vzorek 2 Tepelně ovlivněná oblast* • Nárůst trhliny

T = -50 °C


FMAX = 192,8 kNUPL = 422 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,21 0,20 0,41 0,37 0,44 0,40 0,32 0,16 0,15

0,00

0,15

0,30

0,45

0,60

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

δ [mm]

F [k

N]



- 13 -


T = -50 °C


FMAX = 160,2 kNUPL = 337 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,05 0,17 0,28 0,31 0,24 0,12 0,13 0,10 0,03

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom • Lomová plocha


- 14 -


T = -50 °C


FMAX = 166,0 kNUPL = 545 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,37 0,29 0,59 0,86 0,80 1,01 0,69 0,41 0,22

0,00

0,30

0,60

0,90

1,20

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

δ [mm]

F [k

N]



- 15 -

Vzorek 5a Základní materiál • Nárůst trhliny

T = +20 °C


FMAX = 188,9 kNUPL = 188 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,12 0,09 0,17 0,18 0,19 0,17 0,19 0,13 0,10

0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2

δ [mm]

F [k

N]



- 16 -

Vzorek 51c Tepelně ovlivněná oblast* • Nárůst trhliny

T = +20 °C


FMAX = 181,5 kNUPL = 582 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,08 0,32 0,36 0,60 0,63 0,85 0,69 0,36 0,25

0,00

0,30

0,60

0,90

1,20

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

δ [mm]

F [k

N]



- 17 -


T = +20 °C


FMAX = 272,8 kNUPL = 851 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,65 0,85 1,36 1,47 1,43 1,47 1,33 1,01 1,33

0,00

0,40

0,80

1,20

1,60

1 3 5 7 9


-280

-210

-140

-70

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5

δ [mm]

F [k

N]



- 18 -


T = +20 °C


FMAX = 186,2 kNUPL = 601 J

Měřené veličiny

# 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Δa 0,32 0,41 0,74 0,80 0,90 0,76 0,68 0,45 0,41

0,00

0,30

0,60

0,90

1,20

1 3 5 7 9


-200

-150

-100

-50

00 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

δ [mm]

F [k

N]



- 19 -

A.7 Vyhodnocení Vypočítat hodnotu statické lomové houževnatosti pomocí J-integrálu lze pouze v případě, že dojde ke křehkému porušení vzorku. Pokud dojde pouze k podkritickému šíření trhliny, lze pro výpočet použít metodu J-R křivky. Pomocí této metody lze určit lomovou houževnatost na její horní prahové úrovni. Jednotlivé postupy jsou popsány v [32].

A.7.1 J-integrál Houževnatost vyjádřená J-integrálem se skládá z elastické (J1) a plastické (J2) složky. Pro namáhání v trojbodovém ohybu se tyto složky vypočtou z rovnic:

( )

( )⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ −⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅

⋅⋅⋅⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

EWa

gWBB

FWSJ

N

MAX22

015,01

1 ν (3)

( ) ( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅

Δ−⋅⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡−⋅

⋅=

002 2

12aW

aaWB

UJN

PL (4)

kde BN = B pro tělesa s obdélníkovým průřezem a g1 je tvarová funkce:

5,100

2

20000

5,00

01

12

12

7,293,315,2199,13

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅+⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅+

⋅−⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ −⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−⋅⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

Wa

Wa

Wa

Wa

Wa

Wa

Wa

Wa

g (5)

Sečtením obou složek J1 a J2 se získá houževnatost vyjádřená J-integrálem a výsledky jsou shrnuty v tab. 2.

Tab. 2 – Výpočet J Teplota S W B ao FMAX Δa UPL W-ao ao/W g1(ao/W) J1 J2 J

°C mm mm mm mm kN mm N.m mm - - kPa.m kPa.m kPa.m4 BM -50 350 100,0 50,4 57,33 166,0 0,62 545 42,67 0,57 3,41 67,1 503,2 5701 BM -35 350 100,0 50,4 57,93 161,0 0,21 335 42,07 0,58 3,49 65,9 315,2 3811a BM +20 350 100,0 50,4 60,67 137,1 0,47 473 39,33 0,61 3,87 58,9 474,4 5335a BM +20 250 100,0 50,4 59,83 188,9 0,15 188 40,17 0,60 3,75 53,4 185,4 2392 HAZ -50 350 100,0 50,4 55,67 192,8 0,31 422 44,33 0,56 3,22 80,4 376,4 457

51c HAZ +20 350 100,0 50,4 56,60 181,5 0,50 582 43,40 0,57 3,32 76,1 529,1 60555c HAZ +20 350 100,0 50,4 56,20 186,2 0,64 601 43,80 0,56 3,28 77,8 540,5 61854c HAZ +20 250 100,0 50,4 58,03 272,8 1,24 851 41,97 0,58 3,50 97,3 792,7 8903 BM -50 350 100,0 50,4 57,10 160,2 0,17 337 42,90 0,57 3,38 61,4 311,7 373

Vzorek Oblast

E = 210 GPaν = 0,3

Takto vypočtená hodnota lomové houževnatosti J vyjádřené J-integrálem je platná pouze u vzorku 3, kde došlo ke křehkému porušení při teplotě -50°C. Hodnoty J-integrálu ze zkoušek na ostatních tělesech dále vstupují do výpočtu hodnoty lomové houževnatosti pomocí J-R křivky.


- 20 -

A.7.2 J-R křivka Metoda J-R křivky vychází z hodnot J-integrálu. Jde o nárůst hodnot J-integrálu v závislosti na stabilním nárůstu trhliny Δa, viz obr. 10, kterou lze vynést v grafické nebo tabulkové formě. Analyticky lze její tvar vyjádřit mocninnou funkcí: 2

1cacJ Δ⋅= (6)

Pro kvalitní vynesení J-R křivky je vhodné mít co nejvíce bodů [Δa, J] rozmístěných dle pravidel stanovených v [32]. Pro stanovení konkrétní hodnoty lomové houževnatosti je nejprve třeba sestrojit řídící přímku, tzv. „construction line“. K její konstrukci lze použít rovnici z [32]: aRJ m Δ⋅⋅= 75,3 (7) kde Rm je mez pevnosti materiálu. Průsečík J-R křivky a přímky rovnoběžné s řídící přímkou odsazenou o Δa = 0,2 mm určuje hodnotu lomové houževnatosti J0,2BL. V podstatě se jedná o smluvní hodnotu houževnatosti, kterou je možné použít jako porovnávací kritérium lomové mechaniky. Pro tuto hodnotu lze dále vyšetřit, jestli je závislá na tloušťce tělesa B nebo odpovídá základní lomové houževnatosti JIC.

Obr. 10 – Vynesení J-R křivky a určení lomové houževnatosti J0,2BL

Při vynesení všech bodů [Δa, J] pro vzorky ze základního materiálu (světle modrá) i z tepelně ovlivněné oblasti (fialová) do jednoho grafu je, při uvážení rozptylu u zkoušek houževnatosti, vidět, že téměř kopírují shodnou křivku, viz tab. 3 a obr. 11. Taková shoda mezi základním materiálem (BM) a tepelně ovlivněnou oblastí (HAZ) by za předpokladu vážnější změny v mikrostruktuře byla velmi neobvyklá, viz kap. 2.3.5.


- 21 -

Tab. 3 – Body J-R křivky Vzorek Oblast Δa J

4 0,62 5701 0,21 3811a 0,47 5335a 0,15 2392 0,31 457

51c 0,50 60555c 0,64 61854c 1,24 890

HAZ

BM

y = 812,29x0,561

R2 = 0,9398

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40

Δa [mm]

F [k

N]

Obr. 11 – Body J-R křivky

Pravděpodobně lze tuto shodu vysvětlit tak, že u vzorků pro vyšetření tepelně ovlivněné oblasti nebyly při svařování v místě vrubu dostatečně vysoké teploty na to, aby došlo k nějakému vážnějšímu ovlivnění mikrostruktury. Tato hypotéza je podpořena vizuálně, kde je na obr. 12 vidět vzdálenost vrubu od svaru, kterou lze porovnat s velikostí oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem. Také použitá technologie svařování na takto tlustém plechu minimalizuje velikost tepelně ovlivněné oblasti, do jaké se mohou šířit teploty dostatečně vysoké pro ovlivnění mikrostruktury. Vruby na těchto vzorcích prochází tepelně ovlivněnou oblastí pouze na úplných krajích zkušebního tělesa, kde je stav rovinné napjatosti, tudíž ani zde nelze očekávat žádnou viditelnou změnu v houževnatosti. Z výše uvedeného vyplývá, že tato tělesa musí být do výpočtů považována za základní materiál.


- 22 -

Obr. 12 – Vzdálenost tepelně ovlivněné oblasti od vrubu

A.7.3 Výpočet J0,2BL a určení nezávislosti na tloušťce tělesa V tab. 4 a obr. 13 je uveden výpočet hodnoty statické lomové houževnatosti základního materiálu na své horní prahové úrovni. Do výpočtu J-R křivky bylo zahrnuto všech 8 vzorků s podkritickým nárůstem trhliny. Rovnice řídící přímky doporučená normou se zdá být vyhovující pro ocel S355NL.

Tab. 4 – Výpočet J0,2BL Teplota S W B ao FMAX Δa UPL W-ao ao/W g1(ao/W) J1 J2 J

°C mm mm mm mm kN mm N.m mm - - kPa.m kPa.m kPa.m4 BM -50 350 100,0 50,4 57,33 166,0 0,62 545 42,67 0,57 3,41 67,1 503,2 5701 BM -35 350 100,0 50,4 57,93 161,0 0,21 335 42,07 0,58 3,49 65,9 315,2 3811a BM +20 350 100,0 50,4 60,67 137,1 0,47 473 39,33 0,61 3,87 58,9 474,4 5335a BM +20 250 100,0 50,4 59,83 188,9 0,15 188 40,17 0,60 3,75 53,4 185,4 2392 BM* -50 350 100,0 50,4 55,67 192,8 0,31 422 44,33 0,56 3,22 80,4 376,4 457

51c BM* +20 350 100,0 50,4 56,60 181,5 0,50 582 43,40 0,57 3,32 76,1 529,1 60555c BM* +20 350 100,0 50,4 56,20 186,2 0,64 601 43,80 0,56 3,28 77,8 540,5 61854c BM* +20 250 100,0 50,4 58,03 272,8 1,24 851 41,97 0,58 3,50 97,3 792,7 890

Vzorek Oblast

E = 210 GPaν = 0,3Rp0.2 = 359 MPaRm = 529 MPa Vzorek Δa J

5a 0,15 2391 0,21 3812 0,31 4571a 0,47 53351c 0,50 6054 0,62 570

55c 0,64 61854c 1,24 890

Rovnice řídící přímky: aaRJ m Δ⋅=Δ⋅⋅= 198475,3


- 23 -

y = 812,29x0,561

R2 = 0,9398

0

200

400

600

800

1000

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40

Δa [mm]

J [k

Pa.

m]

J 0,2BL

Obr. 13 – Výpočet J0,2BL

J0,2BL lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík odsazené řídící přímky a J-R křivky:

( ) 561,029,8122,01984 aJJa RJCL Δ⋅===−Δ⋅ − (8) Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,467 mm a J0,2BL = 530 kPa.m. Aby byla J-R křivka platná, je třeba ověřit obor platnosti každého vzorku použitého do výpočtu podle následujících vztahů: ( )010,0 aWaMAX −⋅=Δ (9)

( )[ ]40/2,001, mpMAX RRaJ +⋅= (10)

( )[ ]40/2,02, mpMAX RRBJ +⋅= (11)

( ) ( )[ ]40/2,003, mpMAX RRaWJ +⋅−= (12) kde Rp0,2 značí mez kluzu, resp. smluvní mez kluzu. Souhrnné posouzení je uvedeno v tab. 5.

Tab. 5 – Obor platnosti vzorků J-R křivky Δa amax J Jmax,1 Jmax,2 Jmax,3mm mm kPa.m kPa.m kPa.m kPa.m

4 0,62 Ano 570 1273 1119 947 Ano1 0,21 Ano 381 1286 1119 934 Ano1a 0,47 Ano 533 1347 1119 873 Ano5a 0,15 Ano 239 1328 1119 892 Ano2 0,31 Ano 457 1236 1119 984 Ano

51c 0,50 Ano 605 1257 1119 963 Ano55c 0,64 Ano 618 1248 1119 972 Ano54c 1,24 Ano 890 1288 1119 932 Ano

Platnost

4,22

Vzorek Platnost


- 24 -

Dalšími kritérii platnosti vypočtené hodnoty J0,2BL jsou následující omezení. První určuje její maximální hodnotu a druhé kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou: 873530 ,2,0 =≤= iMAXBL JJ [kPa.m] (13)

12702198475,32,0

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅>=⋅ −

BL

RJm da

dJR (14)

Všechna kritéria pro použité vzorky i obě omezení byla splněna. Horní prahová hodnota statické lomové houževnatosti oceli S355 NL vyjádřená J0,2BL = 530 kPa.m. Výpočet nezávislosti J0,2BL (= JIC) na tloušťce tělesa při B = 50,4 mm musí splnit kritérium (14) a dále je ověřen následujícími nerovnicemi:

( ) 8,579,23/40 02,02,0 =≤=+⋅ aRRJ mpBL [mm] (15)

( ) 4,509,23/40 2,02,0 =≤=+⋅ BRRJ mpBL [mm] (16)

( ) ( ) 2,429,23/40 02,02,0 =−≤=+⋅ aWRRJ mpBL [mm] (17) Splněním těchto kritérií je prokázáno, že se jedná o hodnotu základní lomové houževnatosti, tedy houževnatosti ve stavu rovinné deformace, viz kapitola 2.3.3.

A.8 Shrnutí výsledků Tímto experimentem byl vyšetřen základní materiál, ale nepodařilo se prozkoumat tepelně ovlivněnou oblast. Styk pásnic tloušťky 50 mm se běžně provádí X svarem (případně nesymetrickým X svarem) a vzhledem k jeho geometrii není reálně možné odhadnout vhodnou polohu vrubu pro experiment tak, aby zasahoval pouze do tepelně ovlivněné zóny, která je vůči rovině lomu odkloněna, je velmi úzká a její mechanické i křehkolomové vlastnosti se mohou rychle měnit. Proto je záhodno odvodit její houževnatost jinými metodami, které nejsou závislé na přesném zvolení polohy vrubu a dokáží postihnout změnu v mikrostruktuře přes šířku tepelně ovlivněné oblasti. S tímto vědomím byl učiněn pokus o prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti, viz příloha D. Pro praktické využití se houževnatost vyjádřená JIC převádí na houževnatost vyjádřenou faktorem intenzity napětí KJC podle (18).

( )21 ν−⋅

=EJ

K ICJC (18)

Zjištěné výsledky je třeba interpretovat ve vztahu k teplotě a jejich shrnutí je uvedeno v tab. 6 a na obr. 14. Přibližně kolem teploty -45°C se dostává statická lomová houževnatost základního materiálu na své horní prahové hodnoty.


- 25 -

Tab. 6 – Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Teplota JIC φJIC KJC


373530530

350

332

350

530

478

530+20

-35 530

Oblast

BM

530

-50

0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]KJC

[MPa

.m0,

5 ]

BM

Obr. 14 – Statická lomová houževnatost v závislosti na teplotě

A.9 Závěr Byly vyšetřeny hodnoty základní statické lomové houževnatosti základního materiálu S355NL v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Experiment byl připraven a proveden v souladu s normou [32].


- 26 -

PŘÍLOHA B


- 27 -

B.1 Dynamická lomová houževnatost Metodika stanovení dynamické lomové houževnatosti je popsána v ČSN EN ISO 14556 [33]. Tvar a velikost zkušebních těles vychází z možností zkušebního zařízení. Při použití instrumentovaného kladiva Charpy jsou zkušební vzorky shodné s tělesy používanými pro běžné zkoušky vrubové houževnatosti, tedy 10x10x55 mm. V průběhu experimentu byl zkoumán základní materiál (BM) a tepelně ovlivněná oblast (HAZ). Shodně jako pro zkoušky statické lomové houževnatosti byly zvoleny tři referenční teploty: -50°C, -35°C a +20°C.

B.2 Výroba zkušebních těles Zkušební tělesa byla vyrobena ze stejného plechu jako tělesa pro vyšetřování statické lomové houževnatosti. Kvůli dosažení co nejmenšího ovlivnění mikrostruktury od výroby, byla tělesa vyřezána mechanicky a do finální podoby následně frézována. Pro zkoušení tepelně ovlivněné oblasti byly vzorky vyříznuty tak, aby oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem ležela uprostřed, tedy v místě budoucího vrubu. Výrobu zajistily firmy METROSTAV a.s., Divize 7 a Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni.

B.3 Příprava experimentu Finální úprava zkušebních těles probíhala v laboratořích Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Nejprve byl uprostřed každého tělesa vyfrézován V-vrub hloubky 2 mm a následně z něj nacyklována únavová trhlina, viz obr. 1. Počáteční délka trhliny a0 byla zvolena podle kritéria (1) uvedeného v normě [32], tedy cca 5,5-6,0 mm.

Obr. 1 – Zkušební těleso

Charakteristiky nacyklování únavových trhlin pro zkoušené vzorky jsou uvedeny v tabulce 1. V průběhu cyklického zatěžování na stroji MTS 500 byla postupně snižována maximální síla, aby byla minimalizována plastická oblast na čele trhliny.


- 28 -

Tab. 1 – Nacyklování únavových trhlin Fmax Fmin Fmax fin f NkN kN kN Hz cyklů

E7 8,0 0,8 3,2 15 17704E8 8,0 0,8 3,0 15 19335E9 8,0 0,8 2,9 15 19535E10 8,0 0,8 3,1 15 21308E11 8,0 0,8 3,1 15 23052E12 8,0 0,8 3,1 15 26574E51 8,0 0,8 2,5 15 22814E52 8,5 0,8 2,6 15 24654E53 8,0 0,8 3,0 15 19451E54 7,5 0,8 2,8 15 26267E55 8,0 0,8 2,7 15 23781E56 8,0 0,8 3,0 15 22804F5 8,0 0,8 4,0 15 18166F6 8,0 0,8 3,8 15 17583F7 8,0 0,8 4,0 15 19405F8 8,0 0,8 4,8 15 18650F9 8,0 0,8 4,3 15 18341F10 8,0 0,8 4,5 15 19604F13 8,0 0,8 4,2 15 30740F14 8,0 0,8 5,0 15 16183F15 8,0 0,8 4,3 15 17370F25 8,0 0,8 4,8 15 17722F26 8,0 0,8 4,5 15 18505F27 8,0 0,8 4,0 15 19459

Vzorek

BM

HA

Z

B.4 Experiment Zkouška probíhala na instrumentovaném kladivu Charpy, viz obr. 2 a 3. Pro vyhodnocení dle [33] je potřeba získat záznam ve tvaru síla-průhyb. Aby bylo dosaženo použitelných výsledků, bylo nutné snížit počáteční energii nárazu břitu kyvadla do vzorku, viz obr. 4. Toho bylo dosaženo vypouštěním kyvadla z úhlu 30° tehdy, kdy byl předpoklad na křehké porušení vzorku. U vzorků pro stanovení J-R křivky byl tento úhel zvolen v rozmezí cca 10 až 30°, čímž bylo dosaženo rozdílného nárůstu trhliny Δa.


- 29 -

Obr. 2 – Kladivo Charpy

Obr. 3 – Instrumentovaný břit kladiva


- 30 -

Obr. 4 – Počáteční úhel břitu kladiva

Chlazení zkušebních těles je zobrazeno na obr. 5 a probíhalo v nádobě se směsí lihu a kapalného dusíku. Směs s ponořenými tělesy byla namíchána a udržována na požadované teplotě po dobu 10 až 15 minut. Měření teploty probíhalo kontinuálně teploměrem s ponornou sondou. Poté byl vzorek vyjmut, a s co nejmenší časovou prodlevou umístěn do opěr kladiva a spuštěno kyvadlo se záznamem měření.

Obr. 5 – Chladící nádoba a teploměr

Použité instrumentované kladivo měří záznam pouze ve tvaru síla-čas. Tyto záznamy musely být dále převedeny do tvaru síla-průhyb. K tomu byl použit software vytvořený pracovníky Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni. Ze záznamu síla-průhyb je pro další vyhodnocení určena maximální síla FMAX a vypočtena plastická složka práce UPL, obdobně jako v kapitole A.4. Výjimkou je určení UPL, pokud došlo ke křehkému lomu. Pak je vyhodnocení záznamu ukončeno tam, kde došlo k náhlému poklesu síly, viz obr. 6.


- 31 -

Obr. 6 – Určení UPL

B.5 Měření veličin na lomových plochách Shodně s kapitolou A.5 byla na lomových plochách zjištěna počáteční délka trhliny a0 a velikost stabilního nárůstu délky trhliny Δa.

B.6 Přehled zkoušených vzorků K vyšetření dynamické lomové houževnatosti ve zvoleném teplotním rozsahu bylo celkem použito 12 zkušebních těles pro základní materiál a 12 zkušebních těles pro tepelně ovlivněnou oblast. Naměřené a vypočtené údaje ke každému vzorku jsou uvedeny na následujících stránkách. Seznam použitých symbolů: T – zkušební teplota (°C) S – vzdálenost podpor při namáhání vzorku v trojbodovém ohybu (mm) W – šířka zkušebního tělesa (mm) B – tloušťka zkušebního tělesa (mm) a0 – počáteční délka trhliny (mm) Δa – stabilní nárůst trhliny (mm) FMAX – maximální dosažená síla při zatěžování (kN) UPL – plastická složka práce (J, N.m) Pozn.: Vzorky jsou primárně označeny písmeny E pro základní materiál a F pro tepelně ovlivněnou oblast.


- 32 -

Vzorek E51 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál

T = -47 °C


FMAX = 8,0 kNUPL = 4,2 J

Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

8

10

0 5 10 15 20

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom Vzorek E52 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál

T = -47 °C



Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

0 5 10 15 20

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom

Vzorek E51 • Lomová plocha



- 33 -


T = -47 °C



Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

8

0 5 10 15 20

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom Vzorek E54 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál

T = -35 °C



Měřené veličiny

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8 10

δ [mm]F [k

N]

Pozn.: křehký lom




- 34 -


T = -35 °C



Měřené veličiny

0

1

2

3

4

5

0 1 2 3 4 5 6 7

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek E56 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Základní materiál

T = -35 °C



Měřené veličiny

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8 10 12

δ [mm]F [k

N]

Pozn.: křehký lom




- 35 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 5 10 15

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8 10 12

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: podkritický nárůst trhliny




- 36 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8 10 12

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8 10

δ [mm]

F [k

N]





- 37 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 2 4 6 8

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 1 2 3 4 5 6 7

δ [mm]

F [k

N]





- 38 -

Vzorek F25 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast

T = -47 °C



Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

8

10

12

0 2 4 6 8 10 12 14

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom Vzorek F26 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast

T = -47 °C



Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

8

10

12

0 2 4 6 8 10 12

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom

Vzorek F25 • Lomová plocha



- 39 -


T = -47 °C



Měřené veličiny

-2

0

2

4

6

8

10

0 5 10 15

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom Vzorek F13 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast

T = -35 °C



Měřené veličiny

0

2

4

6

8

0 3 6 9

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: křehký lom




- 40 -


T = -35 °C



Měřené veličiny

0

2

4

6

8

0 1 2 3 4

δ [mm]

F [k

N]

Pozn.: podkritický nárůst trhliny Vzorek F15 • Graf závislosti síly F na průhybu δ Tepelně ovlivněná oblast

T = -35 °C



Měřené veličiny

0

1

2

3

4

5

0 3 6 9 12

δ [mm]F [k

N]

Pozn.: křehký lom




- 41 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 4 8 12 16

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

0 5 10 15

δ [mm]

F [k

N]





- 42 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

5

0 2 4 6 8 10 12

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

5

0 2 4 6 8 10

δ [mm]

F [k

N]





- 43 -


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

5

0 2 4 6 8

δ [mm]

F [k

N]


T = +23 °C



Měřené veličiny

-1

0

1

2

3

4

5

0 1 2 3 4 5 6 7

δ [mm]

F [k

N]





- 44 -

B.7 Vyhodnocení Postup pro vyhodnocení dynamické lomové houževnatosti a následný výpočet J-R křivky byl popsán v kap. A.7.1 a A.7.2. Obecně platí, že vypočtené hodnoty ze zkoušek dynamické lomové houževnatosti jsou vzhledem k rychlosti zatěžování a malým zkušebním tělesům ovlivněny značným rozptylem. Poměrně veliký vliv může mít i poloha čela trhliny na mikrostrukturální úrovni. Zvětšení rozptylu lze taktéž očekávat v přechodové oblasti.

B.7.1 J-Integrál a J-R křivka Výsledky vyhodnocení pro základní materiál (BM) i tepelně ovlivněnou oblast (HAZ) vyjádřené J-integrálem jsou shrnuty v tab. 2.

Tab. 2 – Výpočet J Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/W g1(ao/W) J1 J2 J

°C mm mm mm mm kN mm N.m mm kPa.m kPa.m kPa.mE51 -47 40 10,0 10,0 5,43 8,0 0,00 4,2 4,57 0,54 3,07 41,8 183,8 226E52 -47 40 10,0 10,0 6,02 5,4 0,00 0,0 3,98 0,60 3,80 29,2 0,0 29E53 -47 40 10,0 10,0 5,65 7,5 0,00 0,3 4,35 0,57 3,31 42,8 13,8 57E54 -35 40 10,0 10,0 5,81 3,6 0,18 4,6 4,19 0,58 3,51 11,1 214,9 226E55 -35 40 10,0 10,0 5,51 3,9 1,19 20,0 4,49 0,55 3,15 10,6 772,8 783E56 -35 40 10,0 10,0 5,50 3,8 0,16 3,8 4,50 0,55 3,14 9,9 165,9 176E7 +23 40 10,0 10,0 5,55 3,4 1,63 18,0 4,45 0,56 3,20 8,2 660,8 669E8 +23 40 10,0 10,0 5,28 3,5 1,04 15,5 4,72 0,53 2,92 7,2 584,4 592E9 +23 40 10,0 10,0 5,76 3,0 0,78 12,4 4,24 0,58 3,45 7,4 531,1 539E10 +23 40 10,0 10,0 5,35 3,3 0,52 10,3 4,65 0,54 2,99 6,7 418,2 425E11 +23 40 10,0 10,0 5,26 3,7 0,45 8,8 4,74 0,53 2,90 8,0 353,7 362E12 +23 40 10,0 10,0 5,18 3,3 0,30 6,3 4,82 0,52 2,82 6,0 253,3 259F25 -47 40 10,0 10,0 5,05 11,4 0,00 2,4 4,95 0,51 2,71 65,9 97,0 163F26 -47 40 10,0 10,0 5,16 10,2 0,00 3,4 4,84 0,52 2,80 56,7 140,5 197F27 -47 40 10,0 10,0 5,55 8,0 0,00 0,4 4,45 0,56 3,20 45,4 18,0 63F13 -35 40 10,0 10,0 5,10 5,8 0,26 7,7 4,90 0,51 2,75 17,6 305,9 324F14 -35 40 10,0 10,0 4,84 6,6 0,64 19,9 5,16 0,48 2,53 19,4 723,5 743F15 -35 40 10,0 10,0 5,24 4,4 0,02 1,9 4,76 0,52 2,88 11,1 79,7 91F5 +23 40 10,0 10,0 5,17 3,7 1,30 22,1 4,83 0,52 2,81 7,5 792,0 799F6 +23 40 10,0 10,0 5,18 3,5 0,84 18,3 4,82 0,52 2,82 6,8 693,2 700F7 +23 40 10,0 10,0 5,02 4,0 0,45 13,6 4,98 0,50 2,68 8,0 521,5 529F8 +23 40 10,0 10,0 5,33 4,5 0,23 10,7 4,67 0,53 2,97 12,3 447,0 459F9 +23 40 10,0 10,0 5,60 4,0 0,20 8,0 4,40 0,56 3,25 11,7 355,4 367F10 +23 40 10,0 10,0 5,70 4,2 0,11 6,6 4,30 0,57 3,37 13,9 303,1 317

Vzorek Oblast

BM

BM

BM

HAZ

HAZ

HAZ

E = 210 GPaν = 0,3

Houževnatost vyjádřená J-integrálem je platná u vzorků za nízkých teplot, kde došlo ke křehkému porušení, tedy při teplotě -50 a -35°C. Do dalšího vyhodnocování nebudou zahrnuty vzorky E55, F14 a F15, které vykazují příliš velké odchylky od ostatních zkoušených vzorků. Ze zkoušek na tělesech za pokojové teploty je třeba stanovit hodnotu lomové houževnatosti pomocí J-R křivky.


- 45 -

B.7.2 Výpočet J0,2 Aby nedošlo k výraznému ovlivnění výpočtů J-R křivky, je vhodné omezit platnost jednotlivých použitých vzorků podle: ( )025,0 aWaMAX −⋅=Δ (19) Tímto omezením je z dalších výpočtů vyřazen vzorek E7, u kterého je tato mez výrazně překročena. Rovnice řídící přímky doporučená normou [32] se i v případě určení dynamické lomové houževnatosti zdá být vyhovující pro ocel S355NL. V tab. 3 a obr. 7 je uveden výpočet hodnoty dynamické lomové houževnatosti základního materiálu na své horní prahové hranici.

Tab. 3 – Výpočet J0,2 základního materiálu Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/W g1(ao/W) J1 J2 J

°C mm mm mm mm kN mm N.m mm kPa.m kPa.m kPa.mE8 +23 40 10,0 10,0 5,28 3,5 1,04 15,5 4,72 0,53 2,92 7,2 584,4 592E9 +23 40 10,0 10,0 5,76 3,0 0,78 12,4 4,24 0,58 3,45 7,4 531,1 539E10 +23 40 10,0 10,0 5,35 3,3 0,52 10,3 4,65 0,54 2,99 6,7 418,2 425E11 +23 40 10,0 10,0 5,26 3,7 0,45 8,8 4,74 0,53 2,90 8,0 353,7 362E12 +23 40 10,0 10,0 5,18 3,3 0,30 6,3 4,82 0,52 2,82 6,0 253,3 259

Vzorek Oblast

BM


E8 0,30 259E9 0,45 362E10 0,52 425E11 0,78 539E12 1,04 592


y = 613,91x0,6719

R2 = 0,9692

0

200

400

600

800

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20

Δa [mm]

J [k

Pa.m

]

J 0,2

Obr. 7 – Výpočet J0,2 základního materiálu


- 46 -

Hodnotu J0,2 lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík rovnice odsazené řídící přímky a J-R křivky:

( ) 6719,091,6132,01984 aJJa RJCL Δ⋅===−Δ⋅ − (20) Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,354 mm a J0,2 = 306 kPa.m. Je vhodné dodržet kritérium platnosti vypočtené hodnoty J0,2, které kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou:

11602198475,32,0

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅>=⋅ −

dadJ

R RJm (21)

Kritérium pro použité vzorky i omezení sklonu J-R křivky byly splněny. Horní prahová hodnota dynamické lomové houževnatosti základního materiálu oceli S355NL vyjádřená J0,2 = 306 kPa.m. V tab. 4 a obr. 8 je uveden výpočet hodnoty dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti na své horní prahové hranici. Je použita stejná rovnice řídící přímky jako pro základní materiál, jelikož materiálové charakteristiky tepelně ovlivněné oblasti nebyly zjištěny. Z praktického hlediska je komplikované určit místo, ze kterého by se případné vzorky pro tahovou zkoušku měly odebrat.

Tab. 4 – Výpočet J0,2 tepelně ovlivněné oblasti Teplota S W B ao Fmax Δa Up W-ao ao/W g1(ao/W) J1 J2 J

°C mm mm mm mm kN mm N.m mm kPa.m kPa.m kPa.mF5 +23 40 10,0 10,0 5,17 3,7 1,30 22,1 4,83 0,52 2,81 7,5 792,0 799F6 +23 40 10,0 10,0 5,18 3,5 0,84 18,3 4,82 0,52 2,82 6,8 693,2 700F7 +23 40 10,0 10,0 5,02 4,0 0,45 13,6 4,98 0,50 2,68 8,0 521,5 529F8 +23 40 10,0 10,0 5,33 4,5 0,23 10,7 4,67 0,53 2,97 12,3 447,0 459F9 +23 40 10,0 10,0 5,60 4,0 0,20 8,0 4,40 0,56 3,25 11,7 355,4 367F10 +23 40 10,0 10,0 5,70 4,2 0,11 6,6 4,30 0,57 3,37 13,9 303,1 317

Vzorek Oblast

HAZ


F5 0,11 317F6 0,20 367F7 0,23 459F8 0,45 529F9 0,84 700F10 1,30 799



- 47 -

y = 732,5x0,3802

R2 = 0,9757

0

200

400

600

800

1000

0,00 0,20 0,40 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40

Δa [mm]

J [k

Pa.m

]

J 0,2

Obr. 8 – Výpočet J0,2 tepelně ovlivněné oblasti

Hodnotu J0,2 lze určit přímo odečtením z grafu nebo analytickým výpočtem. Analyticky se jedná o průsečík rovnice odsazené řídící přímky a J-R křivky:

( ) 3802,050,7322,01984 aJJa RJCL Δ⋅===−Δ⋅ − (22) Hledané řešení této rovnice je Δa = 0,479 mm a J0,2 = 554 kPa.m. Je vhodné dodržet kritérium platnosti vypočtené hodnoty J0,2, které kontroluje maximální sklon J-R křivky v místě průsečíku s odsazenou řídící přímkou:

8792198475,32,0

=⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅>=⋅ −

dadJ

R RJm (23)

Kritérium pro použité vzorky i omezení sklonu J-R křivky byly splněny. Horní prahová hodnota dynamické lomové houževnatosti tepelně ovlivněné oblasti oceli S355NL vyjádřená J0,2 = 554 kPa.m.

B.8 Shrnutí výsledků Pro praktické využití se houževnatost vyjádřená JID převádí na houževnatost vyjádřenou faktorem intenzity napětí KJD podle (24).

( )21 ν−⋅

=EJ

K IDJD (24)

Zjištěné výsledky je třeba interpretovat ve vztahu k teplotě a jejich shrnutí je uvedeno v tab. 5 a na obr. 9. Přibližně kolem teploty -27°C se dostává dynamická lomová houževnatost základního materiálu i tepelně ovlivněné oblasti na své horní prahové hodnoty.


- 48 -

Tab. 5 – Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě Teplota JID φJID KJD


2262957226176

-

16319763324

--

180

273

358

141

324

554554

-47

+23

-35

Oblast

215

155

266

201

104

306

BM

306

HAZ

-47

-35

+23

0

50

100

150

200

250

300

350

400

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]KJD

[MPa

.m0,

5 ]

BM HAZ

Obr. 9 – Dynamická lomová houževnatost v závislosti na teplotě


- 49 -

B.9 Závěr Byly vyšetřeny hodnoty dynamické lomové houževnatosti oceli S355NL pro oblast základního materiálu a tepelně ovlivněnou oblast v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Vyšetření dynamické lomové houževnatosti bylo připraveno a provedeno v souladu s normou [33] doplněnou o výpočetní mechanismy z normy [32]. Získané hodnoty pro základní materiál lze využít při praktických výpočtech. Vyšší hodnoty houževnatosti z tepelně ovlivněné oblasti, resp. z oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem, ukazují, že při použité technologii svařování pravděpodobně nebude v této oblasti slabé místo z hlediska houževnatosti. Je předpoklad, že konkrétní hodnoty v tepelně ovlivněné oblasti dále závisí na přesné poloze odebraného vzorku a jsou proměnné vzhledem k výšce i délce svaru. Provedeným experimentem je velmi obtížné výše zmíněné postihnout a proto by bylo třeba hledat alternativní postupy.


- 50 -

PŘÍLOHA C


- 51 -

C.1 Vrubová houževnatost Vrubová houževnatost se stanovuje dle normy ČSN EN 10045-1 [34]. Zkušební tělesa mají rozměry 10x10x55 mm s V nebo U vrubem. V rámci této disertační práce byl zkoumán základní materiál (BM) a následně ověřen i svarový kov (WELD). Tepelně ovlivněnou oblast je výstižnější vyšetřovat pomocí jiných metod. Podobně jako u ostatních zkoušek lomové houževnatosti byly zvoleny referenční teploty: -50°C, -35°C, -5°C a +20°C.

C.2 Výroba zkušebních těles a příprava experimentu Shodně s kapitolou B.2 byla vyrobena zkušební tělesa. Dále byl uprostřed každého tělesa vyfrézován V nebo U vrub hloubky 2 mm, viz obr. 1. Na výrobě se podílely firmy METROSTAV a.s., Divize 7, Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni a CZ Fermet Kladno.

Obr. 1 – Zkušební těleso

C.3 Experiment Zkoušení jednotlivých vzorků probíhalo na běžném kladivu Charpy ve Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni a ve zkušebně CZ Fermet Kladno. Hlava kladiva je spouštěna z maximální úrovně a následně se z odpovídající stupnice odečte nárazová práce. Chlazení zkušebních těles bylo prováděno shodně s kapitolou B.4. Na obr. 2 je typický vzorek z oceli S355 NL po zkoušce vrubové houževnatosti.


- 52 -

Obr. 2 – Zkušební tělesa po přeražení

C.4 Přehled zkoušených vzorků, vyhodnocení a shrnutí výsledků Na vyšetření základního materiálu bylo celkem použito 14 zkušebních těles s U-vruby (KCu-BM) a 6 zkušebních těles s V-vrubem (KCv-BM). Pro každou vyšetřovanou teplotu byly použity nejméně 3 vzorky. K ověření vrubové houževnatosti svarového kovu bylo použito celkem 9 zkušebních těles s U-vrubem (KCu-WELD). Nárazová práce je dále přepočtena na plochu [J/cm2] a pro jednotlivé teploty vypočtena aritmetickým průměrem, viz tab. 1 a obr. 3. Pro porovnání jsou v tab. 1 uvedeny i hodnoty získané z materiálových listů s označením vzorků jako ML. V případě základního materiálu se tyto hodnoty výrazně liší od vlastních experimentů a protože nejsou blíže známy zkušební podmínky ani místo odběru vzorků, nebudou tyto přejaté hodnoty dále v práci použity. Pro svarový kov lze hodnoty získané z materiálových listů (http://www.bovax.com/cz/index.php?product=2) pro použitý přídavný materiál G3Si1 dle EN 440 považovat za odpovídající.


- 53 -

Tab. 1 – Vrubová houževnatost

Typ Teplota [°C]

Práce [J]

Plocha [cm2]



1 KCu -47 127 0,8 158,82 KCu -46 126 0,8 157,53 KCu -45 137 0,8 171,34 KCu -35 132 0,8 165,05 KCu -35 144 0,8 180,06 KCu -35 138 0,8 172,57 KCu -5 189 0,8 236,38 KCu -5 175 0,8 218,89 KCu -5 203 0,8 253,810 KCu +22 192 0,8 240,011 KCu +22 188 0,8 235,012 KCu +22 187 0,8 233,813 KCu +22 186 0,8 232,514 KCu +22 198 0,8 247,5

ML KCv -50 110 0,8 137,5ML KCv -50 119 0,8 148,815 KCv -50 57 0,8 71,016 KCv -50 32 0,8 40,017 KCv -50 62 0,8 78,018 KCv -5 180 0,8 225,019 KCv -5 174 0,8 217,520 KCv -5 156 0,8 195,0

21 KCu -50 95 0,8 119,022 KCu -50 80 0,8 100,023 KCu -50 112 0,8 140,024 KCu -35 112 0,8 140,025 KCu -35 129 0,8 161,026 KCu -35 120 0,8 150,027 KCu -5 148 0,8 185,028 KCu -5 142 0,8 178,029 KCu +20 161 0,8 201,0 201

ML KCv -30 70 0,8 87,5 88ML KCv -20 90 0,8 112,5 113ML KCv +20 150 0,8 187,5 188

238

120

150

WEL

D

182

143

WEL

D

Vzorek

63

BMBM

163

173

236

213


- 54 -

0

50

100

150

200

250

-60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30

T [°C]KC

[J/c

m2 ]

KCu-BM KCv-BMKCu-WELD KCv-WELD

Obr. 3 – Vrubová houževnatost

C.5 Závěr Byla vyšetřena vrubová houževnatost KCu2 oceli S355NL základního materiálu a svarového kovu v teplotním rozsahu -50°C až +20°C. Vrubová houževnatost KCv2 základního materiálu byla vyšetřena pro vybrané teploty -50°C a -5°C. Vrubová houževnatost se v některých případech vyjadřuje pouze hodnotou nárazové práce standardního zkušebního vzorku [J], nikoliv nárazové práce na jednotku plochy [J/cm2]. Pro porovnání výsledků je tedy nezbytně nutné dodržet tyto fyzikální jednotky.


- 55 -

PŘÍLOHA D


- 56 -

D.1 Zkoušky tvrdosti Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti zkouškami lomové houževnatosti, viz přílohy A a B, naráží na problém s místem odběru zkušebního tělesa, resp. polohy vrubu. Aby mohla být tepelně ovlivněná oblast prozkoumána a nalezeno její nejslabší místo z hlediska houževnatosti těmito destruktivními metodami, muselo by být provedeno velké množství náročných experimentů. Zkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti vychází ze znalosti, že se vzrůstající tvrdostí běžných stavebních ocelí jejich houževnatost klesá [1]. Lze předpokládat, že tato nepřímá úměra platí za podmínky neměnného chemického složení a dále pokud nebyla mikrostruktura cíleně upravena jiným tepelným procesem, např. žíháním nebo popouštěním. Samotné svařování změní mikrostrukturu v blízkosti svaru, ale nelze jej v tomto případě považovat za řízený proces s předem zvoleným výsledkem. Proto byla vybrána tvrdost jako zprostředkující veličina k odvození houževnatosti v tepelně ovlivněné oblasti.

D.2 Průběh tvrdosti Výhodou zkoušek tvrdosti při zkoumání tepelně ovlivněné oblasti je relativně malá vzdálenost jednotlivých vpichů, pro ocel se používá 1 mm. Lze tedy poměrně jednoduchou a cenově příznivou metodou zjistit průběh tvrdosti ve svaru (WELD), v tepelně ovlivněné oblasti promíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ) včetně jejího přechodu do základního materiálu (BM*) a dále tvrdost základního materiálu bez ovlivnění svařováním (BM). Na zkušebním tělese pro vyšetření statické lomové houževnatosti se svarem, viz příloha A – vzorek 54c, byly zkoumány změny v tvrdosti po délce tělesa metodou podle Vickerse HV 10. Jednotlivé vpichy byly od sebe vzdáleny 1 mm a těleso bylo zkoumáno „z boku“, viz obr. 1 (kolmo k tloušťce zkušebního tělesa B), a „shora“, viz obr. 2 (kolmo k šířce zkušebního tělesa W).

Obr. 1 – Vpichy na zkušebním tělese z boku


- 57 -

Obr. 2 – Vpichy na zkušebním tělese shora

Provádění a vyhodnocení zkoušek tvrdosti se řídí normou ČSN EN ISO 6507-1. Vyšetřené hodnoty jsou uvedeny v tab. 1. Určení oblasti, ve které se daný vpich nachází, probíhalo vizuálně. Jednotlivé oblasti byly odlišeny naleptáním vzorku. Rozlišení oblasti základního materiálu tepelně ovlivněného od svařování (BM*) bylo určeno podle průběhu hodnot tvrdosti a odpovídá vzdálenosti cca 5 mm.

Tab. 1 – Průběh tvrdosti HV 10 OblastZ boku 206 209 221 224 207 240 185 181 173 167 171 166 167 158 157

161 163 158 163 157 158 157 158 158 158 155 160 158 160 157

OblastZe shora 218 212 222 221 238 240 232 216 209 215 205 193 194 199 194

191 186 193 197 189 192 188 176 181 176 170

BM* BM

BM* BM

BMPokračování

Pokračování BM

WELD HAZ

WELD HAZ

Graficky jsou průběhy hodnot znázorněny na obr. 3 a 4. Bylo zvoleno jednotné měřítko pro osy obou grafů, aby byly patrné rozdíly v tvrdosti základního materiálu shora a z boku. U svarového kovu (WELD) a tepelně ovlivněné oblasti (HAZ) se tento trend neočekává a také tomu odpovídají vyšetřené hodnoty. Rozdíl v hodnotách tvrdosti u tepelně neovlivněné části základního materiálu je velmi pravděpodobně způsoben orientací plechu při válcování.


- 58 -

150

170

190

210

230

250

0 5 10 15 20 25 30

VpichHV

10

WELD HAZ BM* BM

Obr. 3 – Průběh tvrdosti z boku

150

170

190

210

230

250

0 5 10 15 20 25 30

VpichHV

10

WELD HAZ BM* BM

Obr. 4 – Průběh tvrdosti shora

V obou případech je patrný nárůst tvrdosti základního materiálu v tepelně ovlivněné oblasti za částí promíchaného svarového kovu se základním materiálem (BM*). Z toho lze usuzovat, že došlo ke změně mikrostruktury vlivem přechodu tepla od svařování. V případě vpichů z boku dosahuje tento nárůst kolem 6 % a u vpichů shora kolem 14 %. Absolutní hodnoty tvrdosti v oblasti BM* jsou vyšší u vpichů shora. Vysvětlení může být ve svařovacím postupu, kdy u vícevrstvého svaru každá další vrstva ovlivňuje ty předchozí. Vzhledem k umístění vpichů dává tvrdost materiálu z boku příznivější výsledky, protože mohlo dojít k jisté formě vyžíhání od následujících vrstev svaru, ale v případě vpichů shora se prakticky jedná o vrstvu poslední. Jediná řada vpichů by mohla být výrazně ovlivněna lokálními tvrdšími strukturami a proto byl tento experiment rozšířen, viz kapitola D.3.

D.3 Tvrdost tepelně ovlivněné oblasti Na základě výsledků z předchozí kapitoly D.2 byl na zkušebním vzorku 54c proveden další experiment k prozkoumání tepelně ovlivněné oblasti pomocí zkoušek tvrdosti. Zkoumání


- 59 -

tvrdosti bylo provedeno pomocí skupin vpichů umístěných dle obr. 5 a 6 tak, aby byly zmapovány vytipované kritické oblasti. Každá skupina obsahuje síť 4x6 vpichů po 1 mm, které převážně zasahují do oblasti smíchaného svarového kovu se základním materiálem (HAZ) a do oblasti tepelně ovlivněného základního materiálu (BM*).

Obr. 5 – Vpichy na zkušebním tělese z boku

Obr. 6 – Vpichy na zkušebním tělese shora

Jednotlivé skupiny vpichů byly normalizovány vzhledem k rozhraní HAZ a BM*. Vyšetřené hodnoty jsou uvedeny v tab. 2.


- 60 -

Tab. 2 – Průběh tvrdosti HV 10 v tepelně ovlivněné zóně

- 206 193 185 180 182 182 - -- 212 180 181 172 175 172 - -- 203 188 177 188 171 169 - -- 222 212 183 171 170 179 - -- 242 197 183 171 166 166 - -- 232 198 178 178 167 170 - -- 240 193 173 167 165 168 - -- 206 186 171 173 175 167 - -- 207 191 182 175 172 167 - -- 207 181 178 180 183 172 - -

206 182 185 172 168 170 - - -198 196 202 193 192 181 - - -

- - - 213 203 215 203 202 194- - - 225 210 197 218 201 196- - - 209 202 218 209 199 186- - - 221 207 216 206 203 197- - 245 203 188 188 193 187 -- - 240 201 191 196 193 187 -- - 254 203 203 198 198 187 -- - 242 213 194 206 194 192 -

202

BM* BMPoloha

Ze shora

Kraj

Střed

Z boku

Střed

1/4

Kraj

1 2 3 4 5 6 7 8 9

-

-

178

172

176 - -

-

-

-

193211

230

198

-

-

194

190

182

176

181

217 212

197

-

245 205

193

-

168 -

170

209

--

HAZ

195 188

201

179

206

194

175

168

177

Dosažené výsledky odpovídají hlavním zjištěním z kapitoly D.2. Lze pozorovat, že tvrdost BM* je závislá pouze na vzdálenosti od HAZ a na poloze z boku či shora. Umístění skupiny na kraj, do středu nebo čtvrtiny rozměru zkušebního tělesa není nikterak podstatné. Graficky jsou průběhy tvrdosti v oblasti HAZ - BM* znázorněny na obr. 7.

150

170

190

210

230

250

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Vpichy

HV

10 HAZ z boku

HAZ ze shoraBM* z bokuBM* ze shoraBM ze shora

Obr. 7 – Průběh tvrdosti BM*

Průměrný nárůst tvrdosti oblasti BM* oproti BM v případě vpichů z boku dosahuje kolem 10 % a u vpichů shora kolem 7 %. Maximální nárůst pak dosahuje kolem 13 % u vpichů z boku a 12 % u vpichů shora. Absolutní tvrdost oblasti BM* u vpichů shora je vyšší než u vpichů z boku a největší změny v mikrostruktuře s ohledem na riziko křehkého lomu lze tedy předpokládat v těchto místech.


- 61 -

D.4 Zkouška tvrdosti svaru Hodnocení kvality svaru z hlediska tvrdosti bylo provedeno metodou podle Vickerse HV 10. Zkouška se řídí ČSN EN 1043-1 a v případě X svaru jsou zkoumány oba líce a střed svaru. V každé oblasti (BM – základní materiál, HAZ – tepelně ovlivněná oblast a WELD – svarový kov) jsou provedeny 3 vpichy po 1 mm v minimální vzdálenosti 2 mm od okraje plechu.

Tab. 3 – Průběh tvrdosti svarového spoje HV 10

Oblast178 186 213 186 180179 191 215 188 180178 196 213 186 181162 206 251 240 173162 213 253 242 183162 242 254 213 187164 203 218 330 170170 242 228 264 168162 299 228 218 170

180

181

169

214

253

225

187

232

271

191

162

165

220

248

Horní líc

Střed

Dolní líc

BM

178

HAZ WELD HAZ BM

Všechny vyšetřené hodnoty s rezervou vyhovují maximální přípustné tvrdosti HV 10 = 350 pro tepelně nezpracované vícevrstvé svary oceli S355NL, což vypovídá o značně vysoké kvalitě provedení svaru.

D.5 Závěr Zkouškami tvrdosti byly zkoumány změny v mikrostruktuře tepelně ovlivněné oblasti. Ta se skládá z podoblastí smíchaného svarového kovu se základním materiálem a základního materiálu, který byl ovlivněn přechodem tepla od svařování. Tato druhá podoblast vykazuje nárůst tvrdosti při nezměněném chemickém složení, z čehož vyplývá, že procesem svařování muselo dojít ke změně mikrostruktury.


- 62 -

PŘÍLOHA E


- 63 -

E.1 Ostatní materiálové zkoušky, křehký lom V této příloze jsou uvedeny další zkoušky a protokoly, které byly provedeny nebo byly použity při vyšetřování křehkolomových vlastností oceli S355NL.

E.2 Zkouška tahem Pro výpočty lomové houževnatosti byly vyšetřeny základní mechanické vlastnosti podle normy ČSN EN 10002-1. Tahovou zkoušku provedla firma Škoda VÝZKUM s.r.o. v Plzni na dvou zkušebních tělesech kruhového průřezu o průměru 6 mm vyrobených ze základního materiálu. Testované vzorky po přetržení jsou na obr. 1.

Obr. 1 – Zkušební tělesa po přetržení

Na následující stránce je uveden protokol s výsledky tahové zkoušky. Odchylná hodnota modulu pružnosti E u prvního vzorku zřejmě byla způsobena nepatrným proklouznutím v uchycení vzorku nebo chybou měření. Pro další vyhodnocování se tato hodnota nepoužívá a ostatní vyšetřené hodnoty tímto ovlivněny nejsou. V pracovním diagramu je záznam druhého vzorek z důvodu přehlednosti odsazen o 2 mm od počátku.


- 64 -


- 65 -

E.3 Materiálové listy Jako doklad jakosti zkoumané oceli je přiložen inspekční certifikát. Všechna zkušební tělesa v této práci byla vyrobena z plechu označeného 14687.


- 66 -


- 67 -


- 68 -


- 69 -

E.4 Chemické složení Byl proveden rozbor vzorku 54c pro ověření jeho chemického složení. Z hlediska houževnatosti je zvláště důležitý obsah prvků C, Si, Mn, P a S.


- 70 -


- 71 -

E.5 Protokol o svařování Pro výrobu zkušebních těles byla požadována běžná svařovací technologie pro ocel S355NL tloušťky 50 mm, která se v dnešní době používá při výrobě ocelových mostních konstrukcí. Zejména šlo o tvar spoje, přídavný materiál, teplotu předehřevu a kladení vrstev. Svar byl proveden automatem.


- 72 -


- 73 -


- 74 -


- 75 -

E.6 Mikrostruktura Vedle chemického složení má zásadní vliv na houževnatost oceli její mikrostruktura. Ta je formována tepelným procesem zahřátí a následného chladnutí při výrobě, při svařování nebo při žíhání. Při stejném chemickém složení může nabývat různých forem, které určují mechanické a křehkolomové vlastnosti. Mikrostruktura základního materiálu je tvořená vrstvami feritu s terciálním cementitem a vrstvami perlitu, viz obr. 2. Tato vrstevnatost se zřejmě vytvořila kvůli značné tloušťce plechu při válcování. Dále je patrná jemná a homogenní struktura s velikostí zrn cca 5-15 μm.

Obr. 2 – Mikrostruktura základního materiálu

V blízkosti svaru byla zkoumána přechodová vrstva, resp. oblast promíchaného svarového kovu se základním materiálem, obr. 3. Zkušební vzorek byl odebrán od kořene svaru a vyšetřované místo se nacházelo v polovině přechodové vrstvy. Smícháním svarového kovu se základním materiálem, vlivem rychlosti chladnutí a následnými přestupy tepla z dalších vrstev svaru se v této oblasti vytvořila jemná homogenní bainitická struktura.


- 76 -

Obr. 3 – Mikrostruktura přechodové vrstvy

Dále byl zkoumán i svarový kov. Jeho mikrostruktura, obr. 4, je podobná bainitické mikrostruktuře přechodové vrstvy, ale objevují se místa s výrazně menší homogenitou.


- 77 -

Obr. 4 – Mikrostruktura svaru

Pozn.: označení obrázků ve zkušebním protokolu odpovídá přílohám protokolu, v této práci je použito jiné označení.


- 78 -


- 79 -


- 80 -

E.7 Rozvoj křehkého lomu Pomocí kamery Redlake MotionPro X4 zapůjčené a obsluhované pracovníkem firmy PROXIS (http://www.proxis.cz/) byl učiněn pokus o zaznamenání průběhu křehkého lomu. Bylo použito zkušební těleso pro zkoušky dynamické lomové houževnatosti základního materiálu. Frekvence pokusu byla nastavena na 60.000 snímků/sekundu, čímž byla značně omezena kvalita obrazu. Při experimentu bylo nejprve zkušební těleso ponořeno na cca 5 minut do kapalného dusíku a následně umístěno do lisu. Zatěžování v trojbodovém ohybu probíhalo velmi pomalu rychlostí 1 mm/min. Záznam rozvoje trhliny až do jejího zastavení je uveden na obr. 5.

Obr. 5 – Rozvoj křehkého lomu

K lomu došlo během pěti snímků a trhlina se sama zastavila. Při rozvoji trhliny je patrný pokles středu rozpětí tělesa, který zároveň způsobil i zastavení zatěžování. Konečná délka trhliny je cca 3,65 mm a byla dosažena za cca 5108 −⋅ sekundy. Rychlost lomu se tedy pohybovala průměrně kolem 46 m/s. Také lze vidět, že největší část šíření trhliny proběhla na třech snímcích a poté už začalo zastavování lomu. V této fázi došlo k nárůstu trhliny o cca 3,50 mm za cca 5105 −⋅ sekundy a rychlost lomu dosahovala kolem 70 m/s. Další informací je směr šíření trhliny, kdy se nejprve trhlina šíří kolmo k hlavnímu napětí, poté se na chvíli odkloní a pak opět nabere směr kolmý k hlavnímu napětí. Tento odklon si lze vysvětlit lokálně křehčí oblastí v daném směru a trhlina se tedy šíří tzv. „cestou nejmenšího odporu“. Pozn.: Tento experiment byl proveden pouze příležitostně a nebyl předem naplánován. Proto nebyla změřena skutečná teplota vzorku, síla při které došlo k lomu ani průhyb vzorku uprostřed rozpětí. Přesto se lze domnívat, že využití vysokofrekvenční kamery může přinést zajímavé informace o chování trhlin.

Documents

DISERTAČNÍ PRÁCE - cvut.czocel-drevo.fsv.cvut.cz/ODK/cz/docs/Disertace/Disertace-Juza.pdf · ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE Fakulta stavební Doktorský studijní program: