Lomna varnost jeklenih konstrukcij po različnih merilih Fracture Safety of Steel Structures by Different Criteria J. Vojvodič Gvardjančič1, IMT Ljubljana Prejem rokopisa - received: 1995-10-04; sprejem za objavo - accepted for publication: 1996-01-22 V prispevku so opisani lomnomehanski preizkusi in faktorji, ki vplivajo na kritično velikost makrostrukturnih napak. Določena je referenčna temperatura ničelne duktilnosti RTndt za drobnozrnata mikrolegirana jekla ACRONI Jesenice. Prikazana je odvisnost referenčnega faktorja intenzitete napetosti Km od referenčne temperature ničelne duktilnosti Tndt, s katero lahko med seboj primerjamo različna jekla s stališča njihove varne uporabe pri nizkih temperaturah. Ključne besede: mehanika loma, udarna žilavost po Charpyju, lomna žilavost Kic, J integral, temperatura ničelne duktilnosti, "drop weight" preskus, referenčna temperatura ničelne duktilnosti, drobnozrnata mikrolegirana jekla The fracture mechanics tests and factors which affect the critical size of the macrostructure defects are described. The reference nil-ductility temperature RTndt is determined for fine-grained micro-alloyed steels manufactured in ACRONI Jesenice. The relation between reference stress intensity factor Km and reference nil ductility temperature Tndt is established. This dependence enables to compare various steels according to the safe use at low temperatures. Key words: fracture mechanics, Charpy -V impact toughness, fracture toughness Kic, J integral, nil-ductility temperature, Drop Weight test, reference nil-ductility temperature, fine grained microalloyed steels 1 Uvod Z uporabo visokovrednih jekel se vse bolj uveljavljajo modernejše metode dimenzioniranja. V inženirski praksi se srečujemo s tujimi predpisi, ki zahtevajo obravnavo konstrukcij na podlagi izračunov in analiz mehanike loma. Naši predpisi o tlačnih posodah zahtevajo preiskave lomne žilavosti za I. in II. razred tlačnih posod. Principe mehanike loma moramo upoštevati tudi pri obravnavi nosilnosti konstrukcij, obremenjenih na utrujanje, oziroma v primerih, ko je potrebno določiti preostalo trajnost konstrukcije ter obliko in stopnjo popravila starih konstrukcij. Medtem ko klasična inženirska mehanika predpostavlja, da se bo konstrukcija vedla duktilno, in je v skladu s tem razvila metode dimenzioniranja, pa se mehanika loma ukvarja predvsem s krhko obliko porušitve. To, kar loči mehaniko loma od klasičnega gledanja, je predpostavka, da v konstrukciji obstajajo napake, največkrat v obliki razpok, ki so prisotne bodisi od vsega začetka ali pa nastanejo med obratovanjem. Za dimenzioniranje konstrukcij po mehaniki loma je potrebno poznati velikost napake, kar nikakor ni primer pri klasičnem dimenzioniranju. V splošnem imamo dve stopnji kontrole. Prva je napovedovanje kritične velikosti razpoke. Če je dejansko ugotovljena razpoka manjša od kritične, je konstrukcija pri dani obtežbi stabilna, drugače pa ne. Obratno pa lahko določimo tudi kritično obtežbo pri dani velikosti razpoke. Tako dobimo odnos med nosilnostjo in velikostjo razpoke. Druga stopnja je napovedovanje njene 1 Dr. Jelena VOJVODIČ GVARDJANČIČ. dipl.inlgndb. Inštitut za kovinske materiale in tehnologije ]()(X) Ljubljana. Lepi pot 11 rasti. Napovemo, v kolikšnem času se bo razpoka neke začetne dolžine, katere velikost je pogojena z metodami preiskav brez porušitve, razširila do kritične velikosti. Lahko tudi predpišemo časovne intervale v katerih je potrebno konstrukcijo pregledovati in ugotavljati morebitno širjenje razpok. Vse metode lomnomehanske ocenitve temeljijo na primerjavi sile razvijanja razpoke z odpornostjo proti rasti razpoke v materialu. Namen tega članka je zato predstaviti lomnomehanske preizkuse in faktorje, ki vplivajo na kritično velikost makrostrukturnih napak. Kot primer bo prikazan izračun kritične velikosti notranje napake v plašču reaktorske posode, eksperimentalno pa bo določena tudi referenčna temperatura ničelne duktilnosti za slovenska drobnozrnata mikrolegirana jekla. 2 Lomnomehanski preizkusi Mehanika loma se je kot znanstvena veda izoblikovala v dvajsetih letih tega stoletja, njen razvoj pa delimo v tri faze, ki jih po Tysonu' lahko poimenujemo kot izkustveno, linearno-elastično ter elasto-plastično. Vsaka od teh faz karakterizira razvoj specifičnih preizkusnih metod za ocenjevanje kovinskih materialov. Izkustvena faza sega v začetke tega stoletja, ko je francoski metalurg Charpy leta 1901 prvič izmeril udarno žilavost jekla. Svoj vrh je dosegla z raziskavami lomov ladij vrste Liberty2. Najpomembnejši rezultat teh raziskav je bila ugotovitev, da pri jeklih s pretežno feritno mikrostrukturo, udarna žilavost po Charpyju 28 J približno ustreza prehodu v krhko stanje. Ta ugotovitev je bila utemeljena s primerjavo izmerjenih udarnih žilavosti po Charpyju z videzi prelomov pločevin, iz katerih so bile izdelane ladje Liberty. Zaradi svoje enostavnosti in cenenosti je preizkusna metoda udarne žilavosti po Tabela 1: Standardizirane lomnomehanske preskusne metode Standard Preizkusna metoda Opomba ASTM E 23 Udarna žilavost po Charpyju (j) Udarni; majhni preizkušanci; topa zareza; merimo absorbirano energijo. ASTM E 436 Drop-weight tear Udarni; plošča debeline 3,2 do 19,1 mm; plitva vtisnjena zareza; merimo delež strižne deformacije (videz preloma). ASTM E 604 Dynamic tear Udarni; plošča debeline 4,8 do 15,9 mm; globoka vtisnjena zareza; merimo absorbirano energijo. ASTM E 208 Drop-weight NDT Udarni; plošča debeline 15,9 do 25,4 mm; ostra zareza; merimo prehodno temp. ASTM E 399 Lomna žilavost pri ravninskem deform. Poljubna hitrost obremenjevanja; spremenljiva debelina (Plain-strain fract. toughness) preizkušancev; ostra utrujenostna razpoka; merimo K ASTM E 813 Elastoplastična žilav. J-integral Poljubna hitrost obremenjevanja; spremenljiva debelina (Elastic-plastic toughness) preizkušancev; ostra utrujena razpoka; merimo J BS 5762 COD Počasno obremenjevanje; velika debelina preizkušancev (full section); ostra utrujenostna razpoka; merimo odpiranje razpoke Charpyju v veljavi tudi v današnjem času, v instrumenti-rani izvedbi pa je celo pridobila na pomenu. Inženirska obravnava problema loma, ki bi vključeval tako spremenljivo velikost napak v materialu, kot tudi nivo napetosti, je v petdesetih letih pripeljala Pellinija in njegove sodelavce3 do razvoja diagrama za analizo loma (Fracture Analysis Diagram, FAD) ter s tem povezanega preskusa merjenja temperature ničelne duktilnosti (nil ductility temperature, Tndt). Temperatura ničelne duktilnosti je po Pelliniju tista, pri kateri že majhna razpoka povzroči lom pri dinamični obremenitvi blizu napetosti tečenja. Naprava za izvedbo "drop weight" preskusa je prikazana na sliki 1, preizkušanci pa na sliki 2. Večje razpoke povzročijo lom pri ustrezno nižji napetosti. Z naraščanjem temperature nad Tndt žilavost narašča, pri čemer se večje razpoke lahko zaustavljajo pri napetostih, ki so nižje od napetosti tečenja. Preizkusna metoda s padajočim bremenom4, s katero določamo temperaturo neduktilnega loma (Tndt), je značilna za izkustveno fazo razvoja lomne mehanike. Slika 1: Naprava za izvedbo testa "drop weight" Figure 1: The device for Drop Weight Test Slika 2: Preizkušanci DWT Figure 2: Drop VVeight specimens x=18 mm za d=20 mm; x=23 mm zo d=25 mm 62.5 i 0.5 * — m 12.5 ± 2.5 £ X. 12.5 ± 2.5 50,0 ± 0.25 -------N7, -:3l Slika 3: Geometrija preizkušanca CT za merjenje J integrala Figure 3: Geometry of CT specimen for the measurement of the J integral Detajl "A": 1 d i j Slika 4: Nestandardni cilindrični natezni preizkušanec z zarezo po obodu ter utrujenostno razpoko v korenu zareze Figure 4: Cylindrical round-notched tension specimen vvith fatigue crack in the notch rooth V zgodnjih sedemdesetih letih se je razvila najprej linearno-elastična mehanika loma (LEFM) z uvedbo standardiziranega merjenja lomne žilavosti Kic pri ravninskem deformacijskem stanju. Postala je splošno uveljavljena metoda pri obravnavi problemov povezanih z napredovanjem utrujenostnih razpok. Če pa velikost plastične cone ni zanemarljiva v primerjavi z debelino preiskušancev5, razmer v konici razpoke ne moremo obravnavati z linearno mehaniko loma. Zato je bila razvita nelinearna mehanika loma (EPFM), ki razmere v konici razpoke opisuje z merjenjem odpiranja konice te razpoke (crack opening displacement, COD)6 ali pa z izračunavanjem J integrala iz izmerjene obremenitve, odpiranja ustja razpoke ter njene geometrije7. CT preizkušanec za merjenje J integrala prikazuje slika 3, nestandardni cilindrični natezni preizkušanec z zarezo po obodu ter utrujenostno razpoko v korenu zareze pa je prikazan na sliki 4. Standardizirane lomnomehanske preizkusne metode so navedene v tabeli 1. Kljub razvoju novih preizkusnih metod pa "stara" mehanika loma ni prav nič izgubila na svoji aktualnosti. V uporabi so številne empirične enačbe, ki povezujejo klasične mehanske lastnosti jekla, zlasti udarno žilavost po Charpyju pa tudi kontrakcijo in napetost tečenja jekla, z njegovo lomno žilavostjo. Znani so tovrstni empirični izrazi tako za zgornji nivo žilavosti, kot tudi za področje prehodnih temperatur in za področje spodnjega nivoja žilavosti, pri katerih se jekla vedejo skoraj povsem krhko. Vzrok za iskanje tovrstnih empiričnih izrazov lahko pripišemo dejstvu, da je merjenje lomne žilavosti pri nizkih temperaturah eksperimentalno zahtevno in zato tudi drago, medtem ko je določanje konvencionalnih mehanskih lastnosti jekel pri nizkih temperaturah razmeroma enostavno. Sliki 5 in 6 prikazujeta merjenje J integrala pri nizkih temperaturah. Upoštevati moramo tudi, da na primer ameriška priporočila za jeklene mostove8,9 temeljijo na konceptih mehanike loma, specificirana pa so v obliki udarne žilavosti po Charpyju z V zarezo. Podobno temeljijo priporočila za jekla za izdelavo debelostenskih tlačnih posod nuklearnih reaktorjev10,11'12,29,30 na zahtevani minimalni dinamični lomni žilavosti Kid, dejansko pa so priporočila specificirana s temperaturo ničelne duktil-nosti (Tndt) ter vrednostjo prečne razširitve udarne žilavosti po Charpyju13. 3 Kritičnost makrostrukturnih napak Vse več je zahtev po obravnavi tovrstnih problemov z upoštevanjem mehanike loma; tako npr. naš predpis o tlačnih posodah14 predpisuje za I. in II. razred preiskavo lomne žilavosti. Za bolj zahtevne konstrukcije, kot je reaktorska posoda v jedrski elektrarni Krško, so za kontrolo iradiacijskega efekta hitrih nevtronov na plašč reaktorja predpisani WOL preizkušanci (Wedge Opening Loading - Kid). Ocena dopustnih napak, ki jih ugotavljamo pri ultrazvočnih meritvah med remonti Slika 5: Merjenje J integrala pri nizkih temperaturah Figure 5: Measurement of J integral at the low temperatures jedrskega reaktorja, pa je predpisana z analizo, ki temelji na lomni žilavosti. Merila sprejemljivosti makrostrukturnih napak v jeklenih konstrukcijah in elementih procesne opreme so določeni na osnovi izkušenj o nosilnosti ali pa na podlagi rezultatov sistematičnih eksperimentalnih preiskav s simuliranimi makrostrukturnimi napakami v podobnih razmerah kot so predvidene, da bodo nastopale v konstrukcijah. Taki sklepi so v večini primerov omejeni na posamezne primere, določene z vrsto materiala, geometrijskimi razmerami, obremenitvami..., ali pa so celo netočni, saj so le rezultati poenostavitev in ekstrapolacij, ki pa ne veljajo splošno. V vsakdanji praksi le v redkih primerih kritičnost makrostrukturnih napak določamo z analizo po teoriji mehanike loma. Vzrokov za to je več: • eksperimentalno ugotavljanje lomnih karakteristik materiala je še vedno dokaj zahteven in drag postopek, ki ga z napredkom tako testnih metod kot tudi preiskav materiala brez porušitve uspevamo vse bolj poenostaviti. To velja za točno merjenje dimenzij in kontrolirano vnašanje razpok v preizkušance. Vendar Slika 6: Merjenje J integrala pri nizkih temperaturah Figure 6: Measurement of J integral at the low temperatures pa je izdelava preizkušancev draga, preizkusi, predvsem dinamični, pa zahtevni. • število faktorjev, ki bi jih morali upoštevati pri točnejši analizi je precejšnje. Lomna žilavost je namreč odvisna od temperature, hitrosti deformacije, napetostnega stanja in lokalne mikrostrukture, kar še posebno velja za zvarjene spoje. K temu je potrebno dodati, da so sicer razmere v področju veljavnosti linearne mehanike loma dokaj dobro raziskane, vendar pa so geometrijske razmere in mehanske lastnosti materialov v nosilnih delih le redko v tem področju. Za prakso je bolj zanimivo področje elasto-plastične mehanike loma. Še vedno niso zadovoljivo določene meje veljavnosti eksperimentalnih postopkov ugotavljanja lomnih karakteristik materiala z majhnimi preizkušanci. Za analizo tlačnih posodah in rezervoarjev uporabljamo koncept "puščanje pred zlomom" ("leak be-fore break")15,16. V tem primeru bo rast razpoke med obratovanjem povzročila puščanje medija in napaka bo odkrita pred nevarno porušitvijo. Kritičnost makrostrukturnih napak po teoriji mehanike loma določamo takole: 1. Določitev lomnih karakteristik vgrajenega materiala: • odvzem vzorcev materiala za izdelavo preizkušancev • izdelava preizkušancev • preizkušanje in analiza rezultatov, določitev faktorja kritične intenzitete napetosti Kc, J integrala ali CTOD 2. Določitev napetostnega stanja v kritičnem prerezu z makroskopsko napako: • ugotavljanje geometrijskih razmer in napetosti po prerezu, posebej v konici napake • ugotavljanje vpliva okolja na nosilni prerez (temperatura, medij) 3. Ugotavljanje karakteristik napak: • ocenitev vrste možnih napak • ocenitev geometrijskih razmer napak v prerezu • izbiranje tehnike ugotavljanja napak 4. Izračun kritične velikosti napake Pri zvarjenih konstrukcijah se morajo rezultati preizkusov točno nanašati na določeni del zvarjenega spoja, kakor tudi na dodajni material ob znani tehnologiji varjenja. Važen je tudi ustrezen način izdelave vzorca za ugotavljanje lomne žilavosti zvarjenega spoja. Vzorec naj bo takšen, da je možno izdelati preizkušanec, ki ima vneseno razpoko, usmerjeno tako, da ustreza dejanskim razmeram, ki nastopajo v obremenjenem spoju. Zato moramo poznati geometrijo in orientacijo napak v zvarjenem spoju. Potrebujemo rezultate lomnih preiskav za toplotno vplivano področje in za najslabša področja v zvaru. Ker pa je TVP zelo ozko, je celo z današnjo tehniko preiskav brez porušitve (kombinacija ultrazvoka in radiografije) težko točno locirati napako. Poznati moramo tudi smer glavnih napetosti v zvarjenem spoju. Upoštevati moramo tudi vpliv zaostalih napetosti zaradi preoblikovanja in termičnih vplivov (rezanje, varjenje). Pri lomnomehanskih preizkusih zvarjenih spojev preverimo področje, v katerem je bila locirana konica razpoke po opravljenem preizkusu z metalografsko metodo. Pri preiskavi lomne žilavosti zvarjenih spojev je za zanesljivo določitev potrebna statistična obravnava rezultatov preizkušanja, iz katere je mogoče določiti področje zanesljivosti. Lokalna krhkost in lokalna krhka področja lahko vplivajo na začetek loma, tako da je potrebno opraviti statistično analizo verjetnosti pojava nizkih vrednosti ali pa računati na zaustavitev v bolj žilavem sosednjem materialu. Razsip rezultatov je pri lomnomehanskih preiskavah kar precejšen. Pri analizi kritične napake v zvarjenem spoju upoštevamo lomno žiiavost tistega področja, ki ima najslabše lastnosti, ker predpostavljamo, da lahko leži napaka s svojo konico prav v tem področju oziroma se vanj lahko razširi. Empirična razmerja med lomno žilavostjo Kic in udarno po Charpyju17-18,19'20 kažejo, da materialu z večjo udarno žilavostjo pripada tudi večja lomna žiiavost. Izpeljani so tudi empirični izrazi za toplotno vplivano področje in staljeni zvar. To nam lahko znatno poceni preiskave v zvarjenem spoju, če z udarno žilavostjo ugotovimo, katero področje (zvar, toplotno vplivano področje ali osnovni material) ima najslabše lastnosti. Nekatere analize zahtevajo upoštevanje prave krivulje o - e nateznega preizkusa za material blizu vrha razpoke, da bi se ugotovila meja tečenja in trdnost, s tem pa tudi, ali razpoka leži v področju z nižjo ali višjo trdnostjo glede na okoliški material (under/over matching)17. Ameriška regulativa-ASME III in XI, ki obravnava nadzor pri izdelavi in obratovanju komponent jedrskih elektrarn, podaja primer praktične poenostavitve pri analizi napak v materialu, ki bi jo kazalo prenesti tudi na druga področja. Omenjeni napotki podajajo diagrame spodnje meje za vrednosti kritičnih faktorjev koncentracije napetosti. Diagram na sliki 7 prikazuje funkcijsko odvisnost referenčnega faktorja intenzitete napetosti Kir od temperaturne razlike (T-Tndt), kjer pomeni T dejansko obratovalno temperaturo, to je temperaturo eksplo-atacije. S tem diagramom21 je mogoče med seboj primerjati različna jekla s stališča njihove varne uporabe pri nizkih temperaturah. Tako je med dvema jekloma, ki imata pri neki temperaturi eksploatacije T enako lomno žiiavost, bolj varno tisto, ki ima nižjo temperaturo Tndt- Kasnejše raziskave22'23'18 so pokazale, daje potrebno namesto temperature ničelne duktilnosti Tndt v temperaturno razliko (T-Tndt) uvesti pojem referenčne temperature ničelne duktilnosti RTndt, ki je odvisna tako od temperature ničelne duktilnosti Tndt, kot tudi od temperature, ki ustreza določeni referenčni vrednosti udarne žilavosti po Charpyju oziroma prečni razširitvi. Po tej definiciji je v primeru, ko je pri temperaturi T + 33°C, udarna žiiavost po Charpyju >68 J in prečna razširitev >0,89 mm, RTndt enaka Tndt. Ce pa preje navedena pogoja nista izpolnjena, je RTndt definirana kot nižja od temperature, pri kateri je ali udarna žiiavost po Charpyju enaka 68 J ali prečna razširitev enaka 0,89 mm. Ugotovljeno je bilo na primer, da je RTndt za jeklo S A 533 B-l v splošnem odvisna od vrednosti udarne žilavosti po Charpyju (t.j. RTndt > Tndt), medtem ko je RTndt za jeklo SA 508-2 zelo značilno odvisna od Tndt (t.j. RTndt = Tndt). Oldfield24 navaja, daje določevanje RTndt verjetno povezano z vrednostjo zgornjega nivoja žilavosti. Za nižje vrednosti zgornjega nivoja žilavosti je RTndt določena iz podatkov udarne žilavosti po Char-pyju, medtem ko imajo materiali z višjimi vrednostmi zgornjega nivoja žilavosti RTndt enako Tndt. Diagram, ki prikazuje odvisnost referenčnega faktorja intenzitete napetosti Kir od razlike (T - RTndt), je prikazan na sliki 8. Diagram je povzet po Marstonu25-26, obe krivulji, tako za Kic kot tudi za Kir, pa lahko zapišemo v naslednji obliki: KIR = 29,5 + 1,344 exp (0,0261 (T - RTNDX + 89)) (1) oziroma: Kic = 36,5 + 3,084 exp (0,036 (T - RTNDX + 56)) (2) kjer je enota za lomno žiiavost MPaVm, temperatura pa je merjena v °C. Predpisi ASME uvajajo pojem Kir, ki je spodnja meja za Kic (statični), Kid (dinamični) in Kia (zausta-vitveni) kritični faktor koncentracije napetosti za materi- 220 200 180 Lf 160 o Q_ 140 120 s v 100 H 80 U 60 40 20 — — — I i r — — — — —T— | —T O . o • O g « o t • , J « A ; • • & .. 40 mm, preide notranja razpoka v površinsko. Zato računamo Ki za površinsko razpoko dimenzij a = 80, 100, 120 in 140 mm in dobimo vrednosti, zbrane v tabeli 3. Tabela 3: Faktor intenzitete napetosti za površinsko razpoko Notranja razpoka a„ 2a/t <5m am Mm Mu 0 Vir- K, (mm) (MPa) (MPa) Va/Q (MPaVm) 80 0,500 250 56 1,22 0,4 1,6 0,396 130,4 100 0,625 250 56 1,28 0,3 1,6 0,443 149,2 120 0,750 250 56 1,40 0,2 1,6 0,485 175,2 140 0,875 250 56 1,60 0,1 1,6 0,524 212,5 Slika 11: Notranja in površinska razpoka eliptične oblike Figure 11: Internal and elliptical surface flaw • Določitev spodnje meje lomne žilavosti Kja: a) za neobsevan material: Vrednosti odčitamo iz diagramov za spodnjo mejo lomne žilavosti in dobimo: T - RTNDT = 50°C - (-45°C) = 95°C Kia = 193 MPa Vm b) za obsevan material (2.1019 n/cm2) dobimo zamik referenčne temperature ničelne duktilnosti: A RTNDT = 60°C RTndt = -45 °C + 60°C = +15°C T - RTNDT = 50°C - 15°C = 35°C Kia = 70 MPa Vm • Določitev dopustnih in kritičnih napak: a) za neobsevan material: akrit. = a7+(ag-a7)-(Kia-Ki7)/[(Ki8-Ki7)] = = 120+2 (192,5-175,2)/[(212,5-175,2)] = 128 mm Ikrit. = 3-akrit. = 3-128 = 384 mm af < 0,1-akrit. = 0,1-128 = 12,8 mm ... dovoljena razpoka3 Rezultati so prikazani na sliki 12. b) za obsevan material: akrit. = a2 + (a3-a2)-(Kia-Ki2)/[(Ki3-Ki2)] = = 20 + (30 - 20)-(70 - 58,52)/[76,88 - 58,22] = = 26,8 mm akrit. = 128 ar = 12,8 00 n \ \ \ \ / / Tt 00 m Slika 12: Dopustna in kritična napaka za neobsevan material Figure 12: Allowed and critical flaw for unirradiated material A 533 1 krit. = 3 akrit. = 3-26,8 = 80,4 mm af < 0,1-akrit. = 0,1-26,8 = 2,68 mm razpoka 2 af = 2-2,68 = 5,36 mm Rezultati so prikazani na sliki 13. .. dovoljena '15 ■ -t o" 90 2akrit. — 5,36 i Slika 13: Dopustna in kritična napaka za obsevan material (1,7.10 n/cm ) Figure 13: Allowed and critical flaw for irradiated material A 533 Tabela 5: Rezultati nateznih preizkusov jekel pri sobni temperaturi Vrsta materiala in debelina Napetost Natezna Enakomer Skrček tečenja trdnost ni raztezek Dobavno stanje Cts ots e„xl00 Zuxl00 Tndt (MPa) (MPa) (%) w (°C) Č.0562 (80 mm) 355 579 18.25 70.80 -45 NIOVAL 47 (20 mm) 417 610 13.67 70.30 -72 NIOVAL 47 (65 mm) 417 629 14.00 62.80 -57 NIONICRAL 70 (20 mm) 737 787 7.50 72.50 -123 NIONICRAL 70 (50 mm) 726 790 7.33 74.00 -124 NIOMOL 490 K (60 mm) 414 516 15.33 79.25 -122 Č.0562 (25 mm) 366 553 14.30 69.70 -115 Č.1204 (30 mm) 265 458 21.00 56.40 -60 NIOMOL 490 K (25 mm) 522 604 10.90 78.80 -133 NIONICRAL 96 (50 mm) 1003 1070 3.80 63.40 -115 Izmerjene temperature ničelne duktilnosti s testom "drop vveight" za dobavno in starano stanje jekel so zbrane v tabeli 6. 5 Referenčna temperatura ničelne duktilnosti za slovenska jekla Prikazan računski postopek je primeren tudi za druge tlačne posode, zato smo izračunali referenčno temperaturo ničelne duktilnosti18 tudi za drobnozrnata mikrolegirana jekla in konstrukcijska jekla ACRONI Jesenice. Kemična sestava jekel je zbrana v tabeli 4, rezultati nateznih preizkusov jekel pri sobni temperaturi pa v tabeli 5. Tabela 4: Kemična sestava jekel v mas. 1 Tabela 6: Izmerjene temperature Tndt s testom "drop weight" Vrsta materiala in debelina Dobavno stanje Tndt (°C) Starano stanje Tndt (°C) Č.0562(80 mm) -45 - 63 Nioval 47(20 mm) - 72 -104 Nioval 47(65 mm) - 57 -110 Nionicral 70(20 mm) -123 -135 Nionicral 70(50 mm) -124 -117 Niomol 490 K(60 mm) -122 -126 Č.0562(25 mm) -115 -120 Č. 1204(30 mm) - 60 -101 Niomol 490 K(25 mm) -133 -145 Nionicral 96(50 mm) -115 -125 Vrsta jekla (debelina) Si Mn P Cr Ni Mo Cu Nb V Al_N NIOVAL 47 (20 mm) NIOVAL 47 (65 mm) NIONICRAL 70 (20 mm) NI0NICRAL 70 (50 mm) NIONICRAL 96 (20 mm) NIOMOL 490 K (25 mm) NI0M0L 490 K (60 mm) Č.0562 (25 mm) Č.0562 (80 mm) Č.1204 (30 mm)_ 0.19 0.42 0.14 0.33 0.11 0.28 0.11 0.37 0.14 0.29 0.08 0.34 0.05 0.35 0.17 0.32 0.18 0.46 0.21 0.25 1.40 0.0130. 1.53 0.0140. 0.27 0.0090.' 0.34 0.0090. 0.51 0.0170. 0.36 0.0110. 0.42 0.0110.' 1.28 0.0200. 1.29 0.0360. 0.51 0.0110, 005 0.13 0.10 0050.0160.015 007 1.07 2.80 003 1.03 2.63 009 1.64 2,76 004 0.54 0.17 004 0.75 0.29 009 0.21 0.23 004 0.30 0.15 025 0.02 0.04 0.04 0.050 0.01 0.042 0.26 0.20 0.27 0.17 0.42 0.21 0.27 0.36 0.058 0.33 0.40 0.058 0.05 0.35 0.003 0.03 0.22 0.001 0.01 0.0090.050 0.07 0.0780.006 0.07 0.0260.006 0.06 0.0430.007 0.08 0.0500.007 0.01 0.0540.006 0.0520.007 0.0570.007 0.0450.009 0.0430.008 0.0270.006 V diagramih na slikah 14 in 15 so prikazane udarne žilavosti po Charpyju v odvisnosti od temperature preskušanja za dobavno in starano stanje jekel, v diagrame smo vnesli tudi izmerjene temperature ničelne duktilnosti Tndt, določene s testom "drop weight". Prečne razširitve, izmerjene na preizkušancih po udarnem preizkusu žilavosti po Charpyju, so v odvis- Č. 1204 30 Nioval 47 20 Nionicral 70 50 Nionicral 70 20 Č.0562 25 Č.0562 80 Niomol 490 K 60 Nioval 47 65 Nionicral 96 50 temperatura preizkušanja CC) starano stanje / \ -•z "- -'3--4 / ^---" / -J^® /\ / "-15 s / \ / 1 m/" / /' _----t -KO -120 -OO -60 -60 -iO -20 0 >20 legenda . oznaka jeklo C. 1204 Nioval 47 Nionicral 70 Nionicral 70 Č.0562 Č.0562 80 Niomol 490 K 60 Nioval 47 65 Nionicral 96 50 30 20 50 20 25 temperatura preizkušanja CC) Slika 15: Odvisnost udarne žilavosti po Charpyju od temperature preizkušanja za jekla v staranem stanju. S puščicami so označene temperature Tndt Figure 15: Relation between Charpy-V notch toughness and testing temperature for steels in as aged condition. The arrows indicate the nil ductility temperatures S -200-180 -160-140 -120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 temperatura preizkušanja (°C) Slika 16: Odvisnost prečne razšititve preizkušancev po udarnem preizkusu žilavosti po Charpyju za Nionicral 96, d = 50 mm, od temperature preizkušanja Figure 16: Dependence of the specimens lateral extension after impact Charpy -V test for Nionicral 96, d = 50 mm on test temperatures Slika 14: Odvisnost udarne žilavosti po Charpyju od temperature preizkušanja za jekla v dobavnem stanju. S puščicami so označene temperature Tndt Figure 14: Relation betvveen Charpy-V notch toughness and testing temperature for steels in as received condition. The arrovvs indicate the nil ductility temperatures nosti od temperature preskušanja, prikazane v diagramih na slikah 16 in 17. V teh diagramih so vrisane tudi udarne žilavosti po Charpyju ter s puščicami označene temperature, ki ustrezajo žilavosti 68 J oziroma prečni razširitvi 0,89 mm. Žllavoat, alarano -J— EkatanzIJa atarano Zllavoal.dobavno "O" EkalanzIJa,dobavno -80 -60 -40 -20 20 40 60 80 100 temperatura preizkušanja (°C) Slika 17: Odvisnost prečne razšititve preizkušancev po udarnem preizkusu žilavosti po Charpyju za Č.0562, d = 80 mm, od temperature preizkušanja Figure 17: Dependence of the specimens lateral extension after impact Charpy -V test for Č.0562, d = 80 mm on test temperatures V tabeli 7 so zbrane izmerjene referenčne temperature ničelne duktilnosti RTndt, ki smo jih določili po prej opisanem merilu5. Tabela 7: Referenčne temperature ničelne duktilnosti RTndt Vrsta materiala RTndt (°C) RTndt (°C) in debelina Tndt 68J 0.89mm Tndt 68J 0.89mm Č.0562 (80 mm) -45* -43 -52 -63 +29 +18* NIOVAL 47 (20 mm) -72* -87 -82 -104 -45* -41 NIOVAL 47 (65 mm) -57 -38* -38 -110 +7 +2 NIONICRAL 70 (20 mm) -123* -147 -153 -135* -147 -162 NIONICRAL 70 (50 mm) -124 -114* -110 -117 -71* -58 NIOMOL 490 K (60 mm) -122* -157 -154 -126 -98 -111* Č.0562 (25 mm) -115 -63 -82* -120 -8 -36 Č. 1204 (30 mm) -60 +12* - -101 »12* NIOMOL 490 K (25 mm) -133 -119* -115 -145 -113 -111 NIONICRAL -115 _9* -3 -125 +29 96 (50 mm) * odločilne vrednosti Lf 240 220 200 180 160 S 140 ~ 120 * 100 ^ 80 60 " 40 20 0 -100 - - A / / kk-asue / ž v /x a / ..... __1 r j — . k.-asue - -80 -60 -40 -20 20 40 60 80 t-Tndt CC) 100 legen