SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODYkatedry.fmmi.vsb.cz/Modin_Animace/Opory/03... · 5.6.2.2...

Vysoká škola báňská – Technická univerzita Ostrava

Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství

SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODY studijní opora

Karel Matocha

Petr Jonšta

Ostrava 2013

Předmět – Speciální zkušební metody

Katedra materiálového inženýrství, FMMI, VŠB – TU Ostrava

2

Recenze: Ing. Ladislav Kander, Ph.D.

Název: Speciální zkušební metody

Autor: prof. Ing. Karel Matocha, CSc., Ing. Petr Jonšta, Ph.D.

Vydání: první, 2013

Počet stran: 161

Studijní materiály pro studijní program Materiálové inženýrství na Fakultě metalurgie a

materiálového inženýrství. Jazyková korektura: nebyla provedena.

Studijní opora vznikla v rámci projektu: Název: ModIn - Modulární inovace bakalářských a navazujících magisterských programů na

Fakultě metalurgie a materiálového inženýrství VŠB - TU Ostrava

Číslo: CZ.1.07/2.2.00/28.0304

© Karel Matocha, Petr Jonšta

© VŠB – Technická univerzita Ostrava

ISBN 978-80-248-3375-0



3

Obsah

Předmluva 5

Průvodce studium 6

1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení

mechanických vlastností 7

1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů 7

1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení 8

1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů 9

2. Základy lomové mechaniky 11

2.1 Úvod 11

2.2 Způsoby namáhání tělesa s trhlinou 13

2.3 Lineární lomová mechanika 14

2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou 14

2.3.2 Hnací síla trhlina G 16

2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R 18

2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny 20

2.3.5 Lomová houževnatost 23

2.4 Elasticko-plastická lomová mechanika 24

2.4.1 Rozevření špice trhliny (CTOD) 25

2.4.2 J-integrál 25

2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení 26

3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů 30

3.1. Úvod 31

3.2 Cyklická křivka napětí – deformace a - apl 34

3.2.1 Stádium změn mechanických vlastností 34

3.3 Křivka životnosti at – Nf (Manson – Coffinova křivka) 35

3.4 Křivka životnosti a – Nf (Wöhlerova křivka) 39

3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin 41

3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu 41

3.5.2 Vliv korozního prostředí na růstu únavových trhlin 45

4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů 52

4.1 Úvod 52

4.2 Filozofie tranzitní teploty 54

4.2.1 Zkouška rázem v ohybu 55

4.2.2 Zkouška DWT 57

4.2.3 Zkouška DWTT 59

4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT-dynamic tear) 62

4.3 Filozofie založená na lomové mechanice 65

4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti 65

4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci KIC 69

4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti 70

4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená

z rozevření špice trhliny 71

4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J-integrálu 72

4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti 0,2 a J0,2 zkoušením



4

více těles 73

4.3.5 Stanovení referenční teploty T0 76

5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů 81

5.1 Definice pojmu tečení (creep) 81

5.2 Mezní teplota Tg 82

5.3 Křivka tečení -t 83

5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení 84

5.5 Zkoušky tečení kovových materiál jednoosým tahem 85

5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles 88

5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení 90

5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení 90

5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušení tečení 92

5.6.2.1 Larson-Millerova (L-M) parametrická metoda 93

5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda 95

5.6.2.3 Manson-Haferdova (M-H) parametrická metoda 96

5.6.2.4 Seifertova metoda 97

5.6.2.5 Rovnice SVÚM 98

5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tčení pomocí

parametrických rovnic 99

6. Hodnocení odolnosti konstrukčních ocelí vůči koroznímu praskání ve

vodním prostředí o teplotě 23 – 300°C 106

6.1 Úvod 106

6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích 108

6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí 109

6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění 112

6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod

napětím 114

7. Hodnocení odolnosti ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích

obsahujících sulfan (H2S) 117

7.1 Úvod 117

7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu 118

7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC) 119

7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím 120

7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání 121



5

7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému

působení tahového napětí a prostředí sulfanu 122

7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému

praskání (HIC) 122

7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového

napětí a prostředí sulfanu 130

7.3.2.1 Metoda A – NACE Standard Tensile test 131

8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí

penetračních testů 139

8.1 Úvod 139

8.2 Princip penetračního testu 141

8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test) 142

8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials 147

8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů 148

8.6 Stanovení mechanických charakteristik z výsledků penetračních

testů 154

8.6.1 Stanovení meze kluzu Re (Rp0,2) a meze pevnosti Rm oceli

z výsledků penetračních testů 154

8.6.2 Stanovení tranzitního chování oceli z výsledků penetračních

testů 155

8.6.3 Odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů 157

8.6.3.1 Dvoustupňová metoda stanovení KIC 157

8.6.3.2 Přímý odhad lomové houževnatosti z výsledků

penetračních testů 157

8.6.3.3 EPRI-FAA inovovaný přístup pro odhad lomové

houževnatosti JIC 158



6

Předmluva

Studijní opora k předmětu Speciální zkušební metody je určena studentům

kombinované formy studia ve 2. semestru navazujícího magisterského studia oboru

Progresivní technické materiály. Slouží jako náhrada za významně nižší podíl přímé kontaktní

výuky, což činí tuto formu studia pro studenty mnohem obtížnější. Mohou ji samozřejmě

využívat i studenti prezenční (denní) formy studia jako osvěžení látky přednesené na

přednáškách v průběhu semestru.

Cílem předmětu je rozšíření znalostí o hodnocení speciálních materiálových

charakteristik konstrukčních materiálů a seznámení se s důvody, které vedly k rozvoji a

zavádění metod pro jejich hodnocení.

Po prostudování této opory bude student schopen charakterizovat standardizované i

nestandardizované zkušební metody a postupy pro stanovování speciálních únavových

charakteristik materiálů, speciálních charakteristik lomového chování materiálů, creepových

charakteristik materiálů, charakteristik korozního praskání pod napětím, charakteristik

odolnosti vůči vodíkem indukovanému praskání a metod pro hodnocení aktuálních

mechanických vlastností dlouhodobě provozovaných zařízení z výsledků penetračních testů.

Opora je rozdělena do osmi samostatných kapitol. Většina z nich se dělí na menší

celky – podkapitoly. Aby byli studenti schopni snáze přistoupit ke studiu zkušebních metod a

postupů pro stanovení materiálových charakteristik založených na lineární a elasto – plastické

mechanice lomu, je druhá kapitola opory věnována základům této vědní disciplíny.

Při psaní textu jsme se snažili o co největší srozumitelnost při výkladu probírané látky.

Pokud vám výklad některé z podkapitol nepřijde dostatečně srozumitelný, budeme rádi, když

nás na to upozorníte, nejlépe na E mailovou adresu [email protected] nebo

petr. [email protected], abychom ho mohli upravit.

Nedílnou součástí opory je Průvodce studiem, ve kterém je popsáno, jak se studijní

oporou pracovat.

mailto:[email protected]

mailto:[email protected]



7

Průvodce studiem

Základním učebním celkem jsou kapitoly a jejich podkapitoly.

Přečtěte si výklad celé kapitoly.

Podívejte se na shrnutí pojmů.

Podívejte se na otázky a pokuste se na ně formulovat odpovědi.

Pak přistupte k úlohám k řešení.

Budete-li mít problémy se kterými si nebudete vědět rady, obraťte se mailem na

pedagogy, jejichž mailové adresy jsou uvedeny v předmluvě.

V rámci semestrálních prací budou studenty zpracovány ve formě zkušebních protokolů

výsledy experimentů speciálních zkušebních zkoušek z oblasti únavy, lomového chování a

tečení (creepu) konstrukčních materiálů. Před vlastní zkouškou absolvují všichni studenti

zápočtový test.



8

1. Materiálové vlastnosti konstrukčních materiálů a metody hodnocení

mechanických vlastností.

Čas ke studiu: 0,5 hod.

Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět:

Vyjmenovat vlastnosti konstrukčních materiálů.

Definovat speciální mechanické vlastnosti.

Vyjmenovat druhy zkoušek mechanických vlastností konstrukčních

materiálů.

Výklad

1.1 Rozdělení vlastností konstrukčních materiálů

Vlastnosti konstrukčních materiálů je možno rozdělit na:

1. mechanické vlastnosti

2. fyzikální vlastnosti

3. chemické vlastnosti

4. technologické vlastnosti

Mechanické vlastnosti (mez kluzu Rp,0,2, mez pevnosti Rm, tažnost A, kontrakce Z,

lomová houževnatost KIC, FATT, vrubová houževnatost KCV, mez pevnosti při tečení RmT/t/T

atd.) jsou vlastností konstrukčního materiálu, které podmiňují jeho vhodnost pro určenou

funkci a použití v praxi. Poznání a zlepšování mechanických vlastností konstrukčních

materiálů je motivováno jejich optimálním využitím při výrobě konstrukčních dílů.

Mezi fyzikální vlastnosti řadíme modul pružnosti v tahu E resp. ve smyku G [MPa],

délkovou a objemovou roztažnost, hustotu ρ [kg/m3], tepelnou vodivost λ [W/mK],



9

elektrickou vodivost G [S], měrný elektrický odpor ρ [Ὠ.m], permeabilita μ = B/H [H/m], kde

B je magnetická indukce a H je intenzita vnějšího magnetického pole.

Chemické vlastnosti vyjadřují chování konstrukčních materiálů ve vlhkém prostředí a

jejich odolnost vůči působení kyselin a plynů. Nejdůležitější chemickou vlastností kovů je

odolnost vůči korozi.

Mezi technologické vlastnosti konstrukčních materiálů patří tvařitelnost, svařitelnost,

slévatelnost, obrobitelnost a odolnost proti opotřebení.

1.2 Mechanické vlastnosti kovových materiálů a jejich rozdělení

Výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních materiálů mohou sloužit

pro:

1) Výběr vhodného materiálu při konstrukčním návrhu.

2) Kontrolu výroby.

3) Studium vlivu chemického složení, tepelného zpracování, technologie výroby, teploty a

prostředí na materiálové vlastnosti, tedy pro účely vývoje a výzkumu.

4) Posuzování degradace materiálových vlastností dlouhodobým provozem zařízení,

posuzování vad typu trhlin resp. odhady zbytkové životnosti konstrukcí a analýzu příčin

porušování konstrukcí.

Zvyšování užitných vlastností výrobků vyžaduje, mimo jiné, rozšiřování znalostí o

základních a speciálních mechanických vlastnostech používaných materiálů a s tím

související rozvoj a zavádění nových zkušebních metod. Mechanické vlastnosti dělíme na

základní a speciální. Toto rozdělení vychází z následujících důvodů.

Základní mechanické vlastnosti vyjadřují obecné požadavky na kvalitu materiálu a

jsou tedy většinou uváděny v materiálových listech. Jsou kvantitativně vyjadřovány pomocí

materiálových charakteristik jako je mez pevnosti Rm, mez kluzu ReH, Rp,0,2, tažnost A,

kontrakce Z, tvrdost H, vrubová houževnatost KCV. Nevztahují se tedy k určitému typu

lomového procesu (meznímu stavu materiálu).

Speciální mechanické vlastnosti mají přímý vztah k určitému typu lomového procesu

(meznímu stavu materiálu) a bývají součástí konkrétních technických podmínek. Zdaleka

nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším mezním stavem, představujícím kolem 80%

provozních lomů je únavový lom, resp. lom vyvolaný korozní únavou. Mezi další významné

mezní stavy patří křehký tj. náhlý nestabilní lom, creepový lom a lom vyvolaný korozním



10

praskáním. Mezi speciální mechanické vlastnosti patří např. mez únavy σc, lomová

houževnatost KIC, rychlost koroze a další.

1.3 Druhy zkoušek mechanických vlastností kovových materiálů

Z hlediska působení síly na zkušební těleso rozdělujeme mechanické zkoušky na:

1) Statické zkoušky, při nichž je zatížení konstantní (zkoušky creepové), a nebo je zatížení

zvyšováno poměrně zvolna (zkoušky tahem, zkoušky statické lomové houževnatosti).

Působí obvykle minuty, při dlouhodobých zkouškách dny až roky.

2) Dynamické zkoušky rázové a cyklické, při kterých působí síla nárazově po zlomek

sekundy. Při cyklických zkouškách (únavové zkoušky) se proměnné zatížení opakuje i

mnoha cykly za sekundu až do mnoha miliónů jejich celkového počtu.

Podle teplot, při kterých jsou zkoušky prováděny je dělíme na zkoušky při laboratorní teplotě

a zkoušky za zvýšených a snížených teplot. Aby byla zaručena reprodukovatelnost výsledků

z různých zkušeben a laboratoří, jsou zkušební postupy pro stanovení mechanických

vlastností normovány.

Především kvalitativní změny v konstrukční filozofii od koncepce návrhu na bezpečný

život (safe-life) ke koncepci konstrukce bezpečné i při výskytu poškození (damage tolerance)

vyvolaly rozvoj mnoha nových zkušebních metod především v oblasti hodnocení stabilního

růstu trhlin a lomového chování ocelí. Těmto metodám bude v následujících kapitolách

věnována velká pozornost.

Shrnutí pojmů: Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné

následující pojmy:

Vlastnosti konstrukčních materiálů.

Speciální mechanické vlastnosti.

Statické mechanické zkoušky.

Dynamické mechanické zkoušky.

:



11

Otázky k probranému učivu:

1) Jaké znáte vlastnosti konstrukčních materiálů.

2) Jaké materiálové charakteristiky řadíme mezi fyzikální vlastnosti?

3) Co vyjadřují chemické vlastnosti materiálu?

4) Jak dělíme mechanické vlastnosti konstrukčních materiálů?

5) K čemu slouží výsledky hodnocení mechanických vlastností konstrukčních

materiálů?

6) Co patří mezi základní mechanické vlastnosti?

7) Co patří mezi speciální mechanické vlastnosti?

8) Jaké druhy zkoušek mechanických vlastností znáte?

Úlohy k řešení

Pokuste se definovat, jaký je rozdíl mezi základními a speciálními mechanickými

vlastnostmi.



12

2. Základy lomové mechaniky

Čas ke studiu: 2 hod.


Popsat rozdíl mezi lineární a elasto - plastickou lomovou mechanikou.

Vyjmenovat možné způsoby namáhání tělesa s trhlinou.

Definovat pojem faktor intenzity napětí K.

Definovat pojem hnací síla trhliny G.

Definovat pojem odpor proti růstu trhliny R.

Definovat pojem plastická zóna.

Popsat rozdíl mezi stavem rovinné deformace a rovinné napjatosti.

Vyjmenovat parametry používané k vyjádření lomové houževnatosti

v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky.

Výklad

2.1 Úvod

Výrazný technický pokrok, ke kterému došlo v 19. a 20. století, byl doprovázen

rostoucím počtem havárií rozměrných konstrukcí a strojních zařízení (ocelové mosty,

zásobníky plynu, kotle atd.) náhlým nestabilním lomem. Značný nárůst počtu těchto havárií

nastal v době významného uplatnění svařovaných rozměrných konstrukcí od 40. let minulého

století. Během II. světové války bylo vyrobeno celkem asi 2700 lodí třídy Liberty – první

rozměrné konstrukce vyráběné svařováním. Přibližně každá sedmá loď byla porušena náhlým

nestabilním (křehkým) lomem (viz obr. 2.1) mimo bojovou akci. Analýzy příčin těchto

havárií prokázaly, že náhlé nestabilní (křehké) lomy byly iniciovány z defektů typu trhlin ve

svarech a většina materiálů měla při provozní teplotě nízkou vrubovou houževnatost. Obecně

může být výskyt defektů typu trhlin v provozovaném zařízení důsledkem:



13

1) technologických operací při výrobě (např. svařováním). Tyto defekty jsou v zařízení

přítomny před jeho uvedením do provozu,

Obr. 2.1 Náhlé nestabilní porušení svařované lodi třídy Liberty

2) provozního namáhání a vlivu okolního prostředí. Tyto defekty jsou iniciovány v

průběhu provozu zařízení především na koncentrátorech napětí.

Zákonitostmi vzniku náhlých nestabilních lomů součástí s trhlinami se zabývá vědní

disciplína, která vznikla v 60. letech minulého století a byla nazvána mechanika lomu. V

současné době existují dvě základní koncepce:

1) Lineární lomová mechanika ( LEFM-Linear Elastic Fracture Mechanics), založená na

platnosti lineárních vztahů mezi napětím a deformací při zatěžování. A používaná

především pro křehké materiály.

2) Elasto-plastická lomová mechanika (EPFM - Elasto Plastic Fracture Mechanics), která

se používá pro materiály, u kterých vzniká při zatěžování u čela defektu rozsáhlá

plastická deformace.



14

2. 2. Způsoby namáhání tělesa s trhlinou

Trhlina délky a nacházející se v tělese (viz obr. 2.2) může být zatěžována třemi

různými způsoby (módy, viz obr. 2.3). Tyto tři módy, označené I, II, III se liší orientací

vnějšího zatížení působícího na těleso vzhledem k rovině a čelu trhliny.

Při zatěžování trhliny tahovým zatížením (označovaném mód I) působí tahové zatížení

kolmo na rovinu trhliny. Při zatěžování trhliny smykovým zatížením v rovině trhliny

(označovaném mód II) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny a kolmo na čelo

trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τyx. Při zatěžování trhliny anti-

rovinným smykem (mód III) dochází k posunutí lomových ploch v rovině trhliny avšak

rovnoběžně s čelem trhliny. Růst trhliny je řízen smykovou složkou napětí τyz. Z hlediska

běžné technické praxe je nejdůležitější tahový mód I.

Obr. 2.2 Těleso šířky W, tloušťky B s trhlinou délky a



15

Obr. 2.3 Tři způsoby zatěžování resp. porušování tělesa s trhlinou

2.3 Lineární lomová mechanika

2.3.1 Napjatost v tělese s trhlinou

Uvažujme nekonečně širokou desku s trhlinou délky 2a zatíženou jednoosým tahem

(mód I), (viz obr. 2.4). Na element plochy desky dx.dy ve vzdálenosti r od špice trhliny

odkloněný o úhel θ od roviny trhliny působí normálová napětí σx a σy a smykové napětí τxy,

která je možno vyjádřit ve tvaru:

Obr. 2.4 Trhlina délky 2a v nekonečně široké desce zatížené tahovým napětím σ



16

2

3sin

2sin1

2cos

2

r

ax

2

3sin

2sin1

2cos

2

r

ay

(2.1)

2

3cos

2cos

2sin

2

r

ayx

σz = 0 pro stav rovinného napětí

σz = ν.(σx + σy) pro stav rovinné deformace

Složky napětí σx, σy, τxy jsou úměrné vnějšímu tahovému napětí σ a druhé odmocnině

délky trhliny a. Jejich velikost v okolí špice trhliny se blíží nekonečnu. Na obr. 2.5 je

znázorněna závislost napětí σy na r pro θ = 0. Protože pro velká r se napětí σy → 0 namísto σy

= σ, platí výše uvedené rovnice pouze v nejbližším okolí špice trhliny. Rovnice pro jednotlivé

složky elastického napětí mohou být přepsány do tvaru:

Obr. 2.5 Závislost napětí σy na vzdálenosti od špice trhliny



17

)(...2

ijij

fr

K (2.2)

Kde aK .. (3.2)

Parametr K je tzv. „faktor intenzity napětí“ [MPa]. Faktor intensity napětí K popisuje stav

napjatosti na špici trhliny. Pro tělesa konečné šířky pak platí

W

afaK ... (4.2)

Závislost mezi faktorem intenzity napětí K, rozměrem tělesa W a délkou trhliny a se nazývá

K kalibrace. Dvě trhliny, první o velikosti 4a a druhá o velikosti a mají stejné pole napjatosti

na špici trhliny, pokud první trhlina je zatížena tahovým napětím σ a druhá napětím 2.σ.

V tomto případě je faktor intenzity napětí K pro obě trhliny stejný.

2.3.2 Hnací síla trhliny G

Při zatěžování ideálně pružného tělesa s trhlinou je závislost mezi silou a posunutím na

základě platnosti Hookova zákona přímková (viz obr. 2.6).

Obr. 2.6a Závislost síla - posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantní

síle (měkký způsob zatěžování).



18

Obr. 2.6b Závislost síla - posunutí tělesa s trhlinou pro přírůstek délky trhliny při konstantním

posunutí (tvrdý způsob zatěžování).

Sklon přímky je možno definovat zavedením tzv. „poddajnosti“ C, která je definována

jako posunutí odpovídající jednotce síly. Jedná se tedy o převrácenou hodnotu tuhosti tělesa.

Obecně je tedy možno psát

FCU . (5.2)

V důsledku změny délky trhliny a o δa na a + δa při konstantní síle nastane uvolnění elastické

energie dE

UFdE ..2

11 (6.2)

Poněvadž

dada

dCFU ..1

(7.2)

dada

dCFdE ...

2

1 21

(8.2)

a rychlost uvolňování energie, tj. hnací síla trhliny je rovna

da

dCFG

da

dE

konstF

..2

1 2

1

.

(9.2)

Pro těleso o tloušťce B pak platí



19

da

dC

B

FG konstF ..

2

1)(

2

1. (10.2)

Rovněž pro případ tvrdého způsobu zatěžování (konstantní poloha upínacích čelistí U =

konst.) vede změna délky trhliny o δa k uvolnění elastické energie dE

dFUdE ..2

11 (11.2)

vzhledem k tomu, že v tomto případě je

dFF

UFdCdU ...0

1

1

(12.2)

da

dCFG

da

dEkonstU

.2

1 2

1. (13.2)

Hnací síla trhliny je tedy pro oba případy zatěžování stejná.

Irwin odvodil z napětí a posunutí na čele trhliny vztah mezi hnací silou trhliny G a faktorem

intenzity napětí K pro stav rovinného napětí ve tvaru

2

E

KG (14.2)

Pro stav rovinné deformace pak platí

E

KG

22 .1 (15.2)

2.3.3 Odpor proti růstu trhliny R

K růstu trhliny dojde při splnění podmínky

RG (16.2)

Pro případ ideálně křehkého materiálu a pro případy, kdy je možno hovořit o stavu rovinné

deformace je možno pokládat odpor proti růstu trhliny za konstantní (viz obr. 2.7). Hnací síla

trhliny lineárně vzrůstá s délkou trhliny (viz rovnice (14), (15)). Je -li napětí na úrovni 1 k

náhlému nestabilnímu růstu trhliny nedojde neboť pro trhlinu o délce a0 je při tomto napětí

hnací síla trhliny G menší než odpor proti růstu trhliny R. K náhlému nestabilnímu růstu

trhliny dojde až při napětí 2 kdy hnací síla trhliny dosáhne úrovně odporu proti růstu trhliny

R.



20

Obr. 2.7 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro křehký materiál a pro

stav rovinné deformace.

Pro případy rovinné napjatosti případně větší plastické deformace na špici trhliny roste

odpor proti růstu trhliny s délkou trhliny (viz obr. 2.8).

Obr. 2.8 Závislost odporu proti růstu trhliny R na délce trhliny a pro stav rovinné napjatosti a

pro případy větší plastické deformace na špici trhliny.

Ke stabilnímu růstu tvárné trhliny dojde v případě, když hnací síla trhliny dosáhne

prahové hodnoty. Při napětí 2 dojde ke stabilnímu růstu trhliny, neboť G = R a současně



21

da

dR

da

dG (17.2)

V okamžiku, kdy se přímka hnací síly trhliny stane tečnou ke křivce odporu proti růstu trhliny

R dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny, neboť

da

dR

da

dG (18.2)

2.3.4 Plastická zóna na špici trhliny

Rovnice (2) vychází z předpokladu lineární závislosti mezi napětím a deformací. Ve

skutečnosti dochází na špici trhliny k plastické deformaci, která má za následek pokles napětí

na úroveň meze kluzu Rp,0,2 (viz obr. 2.9).

Obr. 2.9 Velikost plastické zóny v rovině trhliny vycházející z předpokladu lineární

závislosti mezi napětím a deformací

Velikost plastické zóny rp* v rovině trhliny pro stav rovinné napjatosti je pak možno

vyjádřit vztahem



22

2

2,0

2

2

2,0

2

*

.2

.

).(.2pp

I

pR

a

R

Kr

(19.2)

Pro stav rovinné deformace dostáváme z elastického rozdělení napětí před čelem trhliny

velikost plastické zóny v rovině trhliny ve tvaru

2

2

2,0

2

* ).21.().(.2

p

I

pR

Kr (20.2)

Tento odhad velikosti plastické zóny není úplně korektní. Vlivem plastické deformace

materiálu v oblasti kolem špice trhliny dochází k přerozdělení napětí (viz obr. 2.10).

Obr. 2.10 Velikost plastické deformace v rovině trhliny s uvážením redistribuce napětí

v důsledku plastické deformace

Velikost plastické zóny v rovině trhliny je v tomto případě pro stav rovinné napjatosti rovna

2

2,0

2

).(p

I

pR

Kr

(21.2)

a pro stav rovinné deformace



23

2

2,0

2

).(.6p

I

pR

Kr

(22.2)

Doposud bylo pro jednoduchost předpokládáno, že plastická zóna má kruhový tvar. Přesnější

vyjádření tvaru plastické zóny je možno získat analýzou podmínek počátku plastické

deformace pro úhly θ ≠ 0. Pro počátek plastické deformace je použito buď Treska kritérium (k

plastické deformaci dochází tehdy, když τmax. = Rp,0,2/2), nebo Von Mises kritérium, které

definuje počátek plastické deformace vztahem

(σ1 – σ2)2 + (σ2 – σ3)

2 + (σ3 – σ1)

2 = 2. Rp,0,2 (23.2)

kde σ1, σ2, σ3 jsou hlavní normálová napětí. Jak bylo uvedeno výše velikost plastické zóny

závisí na stavu napjatosti. Na povrchu tělesa je vždy stav rovinné napjatosti a směrem ke

středu tělesa velikost plastické zóny klesá z velikosti odpovídající stavu rovinné napjatosti

k velikosti odpovídající stavu rovinné deformace (viz obr. 2.11)

Obr. 2.11 Tvar plastické zóny v tělese s trhlinou



24

2.3.5 Lomová houževnatost

Trhlina se stane nestabilní v okamžiku, kdy faktor intenzity napětí dosáhne své

kritické hodnoty KC. Mají-li být splněny předpoklady lineární lomové mechaniky, musí být

v okamžiku lomu velikost plastické zóny na špici trhliny malá (˂2% velikosti tloušťky tělesa).

Kritická hodnota faktoru intenzity napětí KC závisí na tloušťce tělesa S rostoucí

tloušťkou tělesa klesá a při dostatečně velkých tloušťkách tělesa se blíží k limitní hodnotě

označované KIC – lomová houževnatost při rovinné deformaci (viz obr. 2.12).

Obr. 2.12 Vliv tloušťky tělesa na lomovou houževnatost KC

Hodnotu KC je možno považovat za KC = KIC je-li splněna podmínka

2

2,0

5,2

p

C

R

KB (24.2)

Lomová houževnatost materiálu závisí na:

1) teplotě

2) rychlosti deformace

3) agresivitě prostředí.

Čím nižší je mez kluzu Rp0,2 materiálu, tím vyšší je jeho lomová houževnatost. S klesající

teplotou lomová houževnatost ocelí s BCC mřížkou klesá.



25

2.4 Elasto-plastická lomová mechanika

Pro stanovení lomové houževnatosti houževnatých materiálů nelze většinou (s

vyjímkou velmi nízkých teplot resp. vysokých rychlostí deformace) použít lineární lomovou

mechaniku a nelze tedy stanovit platné hodnoty KIC. K popisu lomového chování materiálů, u

kterých před porušením dochází k časově nezávislé plastické deformaci se používá elasto-

plastická lomová mechanika. Při zatěžování tělesa se líce trhliny před lomem oddalují a

dochází k otupování původně ostrého špice trhliny (viz obr. 2.13).

Obr. 2.13 Otupování původně ostré trhliny v průběhu zatěžování tělesa z houževnatého

materiálu.

Velikost rozevření trhliny roste úměrně s houževnatostí materiálu. K vyjádření lomové

houževnatosti v oblasti elasto-plastické lomové mechaniky jsou v současné době používány

dva parametry :

1. Rozevření špice trhliny (CTOD-crack tip opening displacement)

2. J-integrál

Oba tyto parametry popisují podmínky u čela trhliny v elasto-plastickém materiálu a

mohou být použity jako kritéria lomu. Lomová houževnatost je vyjadřována pomocí

kritického rozevření trhliny c a kritické hodnoty J-integrálu Jc.



26

2.4.1 Rozevření špice trhliny (CTOD)

Princip této koncepce vychází z předpokladu, že k nestabilnímu růstu trhliny dojde

v okamžiku, kdy rozevření trhliny na její špici dosáhne (při zvolené teplotě, tloušťce tělesa a

rychlosti zatěžování) kritické hodnoty c. Hodnotu CTOD v oblasti lineární lomové

mechaniky je možno vyjádřit vztahem

.

..2,0

2

ERm

K

p

(25.2)

kde m je bezrozměrná konstanta rovná přibližně m = 1,0 pro stav rovinné napjatosti a m = 2,0

pro stav rovinné deformace. Koncepce rozevření trhliny je však určena především pro

případy, kdy na špici trhliny nejsou splněny podmínky lineární lomové mechaniky (SSY –

small scale yielding). V oblasti elastoplastické lomové mechaniky je možno rozevření trhliny

vyjádřit vztahem

aaWr

aWrVK

REp

pp

p

plle

..

..2

1 2

2,0

2 (26.2)

kde

Vp je plastická složka rozevření vrubu měřená sponovým snímačem v ose zatěžování

rp je rotační faktor, jehož hodnota závisí na typu zkušebního tělesa.

Faktor intenzity napětí odpovídající kritické velikosti c může být vyjádřen ve tvaru

c

p

c

REK

.

1

..22

2,0

(27.2)

2.4.2 J- integrál

Potenciální energie tělesa s trhlinou je obecně dána rozdílem práce vnějších sil

působících na těleso a elastické deformační energie tělesa. Rice prokázal, že J-integrál

vyjadřuje změnu potenciální energie tělesa v závislosti na délce trhliny a (viz obr. 2. 14).



27

Obr. 2.14 Změna potenciální energie při změně délky trhliny o da

da

dUJ (28.2)

Tento vztah je formálně stejný jako vztah pro hnací sílu trhliny G (rychlost uvolňování

elastické energie), (viz rovnice (9). V oblasti platnosti lineární lomové mechaniky je možno

hodnotu J integrálu vyjádřit vztahem

E

KJ

2

(29.2)

pro stav rovinné napjatosti a vztahem

2

2

.1

KE

J

(30.2)

pro stav rovinné deformace. Vztah mezi J integrálem a rozevřením trhliny je pak možno

popsat rovnicí

..e

RmJ (31.2)

kde pro stav rovinné napjatosti je m = 1 a pro stav rovinné deformace 1 < m < 3.

2.4.3 Stabilní růst trhliny při jednosměrném zatížení

Předchozí kapitoly byly věnovány podmínkám iniciace nestabilního lomu

v podmínkách lineární a elasto-plastické lomové mechaniky. U materiálu s vysokou

houževnatostí nedochází k náhlému nestabilnímu lomu, avšak k iniciaci a růstu tvárné trhliny.



28

Lomové chování je v tomto případě charakterizováno J- R křivkou (závislost J-a) resp. δ – R

křivkou (viz obr. 2.15)

Obr. 2.15 J – R křivka stanovená metodou více těles



Lineární lomová mechanika.

Elasto-plastická lomová mechanika.

Mód zatěžování tělesa s trhlinou I, II, III.

Hnací síla trhliny.

Plastická zóna.

Stav rovinné napjatosti.

Stav rovinné deformace.

Lomová houževnatost KIC.

Rozevření trhliny δ.

J – integrál.

J – R křivka.



29

Otázky

1) Na čem je založena lineární lomová mechanika?

2) Pro jaké materiály se používá elasto-plastická lomová mechanika?

3) Který z módů zatěžování je pro praxi nejdůležitější?

4) Co vyjadřuje faktor intenzity napětí K?

5) Co rozumíme pod pojmem hnací síla trhliny?

6) Co rozumíme pod pojmem odpor proti růstu trhliny R?

7) Kdy dojde k náhlému nestabilnímu růstu trhliny?

8) Na čem závisí velikost plastické zóny?

9) Na čem závisí lomová houževnatost materiálu KIC?

10) Jaké znáte parametry vyjadřující lomovou houževnatost materiálu v oblasti

elasto-plastické lomové mechaniky?

11) Co to je J – R křivka?

Úlohy k řešení

Vypočtěte kritickou délku trhliny ac nekonečně široké desky zatížené

tahovým napětím σ = 100 MPa a vyrobené z materiálu o lomové

houževnatosti KC = 60 MPa.m1/2

.

Vypočtěte kritické napětí pro vznik náhlého nestabilního lomu nekonečně

široké desky s trhlinou o délce 2a = 20 mm vyrobené z materiálu o lomové

houževnatosti KC = 80 MPa.m1/2

.

Vypočtěte velikost plastické zóny pro případ rovinné napjatosti a rovinné

deformace pro faktor intenzity napětí KI = 60 MPa.m1/2

a mez kluzu

materiálu Rp,0,2 = 900 MPa pro případ, kdy přerozdělení napětí v oblasti

kolem špice trhliny.



30

Použitá literatura

[1] BROEK, David: Elementary engineering fracture mechanics. 3rd

revised

edition 1982, 2nd

printing 1983, Martinus Nijhaff Publishers, The Hague,

ISBN 90-247-2656-5.

[2] VLK, Miloš-FLORIAN, Zdeněk: Mezní stavy a spolehlivost. VÚT Brno,

Fakulta strojního inženýrství, Ústav mechaniky těles, mechatroniky a

biomechaniky, Brno 2007.

[3] HOLZMANN, Miroslav- KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom

materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s.

[4] KUNZ, Jiří: Aplikovaná mechanika kontinua II. Základy lomové

mechaniky. 1. vydání. Praha, ČVUT Praha, 1991, 110s.



31

3. Hodnocení únavových charakteristik kovových materiálů



Definovat pojem únava materiálu.

Vyjmenovat jednotlivá stádia únavového procesu.

Definovat pojem cyklická křivka napětí deformace.

Popsat rozdíl mezi křivkou životnosti σa – Nf a εt - Nf.

Popsat typy zkušebních strojů pro únavové zkoušky.

Popsat postup pro stanovení křivek rychlosti růstu dlouhých trhlin.

Popsat postup pro stanovení prahových hodnot pro růst dlouhých

trhlin.

Výklad

3.1 Úvod

Podrobíme-li součást nebo konstrukci působení proměnlivých vnějších sil, může dojít po

určité době k jejich lomu, ačkoliv maximální hladina napětí je podstatně nižší než mez kluzu

materiálu. Probíhá proces postupného porušování materiálu tzv. únava materiálu. Únavový lom, resp.

lom vyvolaný korozní únavou je zdaleka nejčastějším a inženýrsky nejdůležitějším provozním

mezním stavem (kolem 80% provozních lomů).

Pokud se mění smysl vnějších sil, které mají v obou směrech stejnou největší velikost,

mluvíme o střídavém namáhání. Mění-li se s časem pouze velikost, ale nikoliv smysl sil, jde o

oblast míjivého resp. pulzujícího namáhání. Obecný případ s různě velkými výkmity sil a

s různým charakterem jejich časové proměnlivosti nazýváme kmitovým namáháním. Je-li

proměnlivost sil ustálena do stále stejných nejvyšších a nejnižších mezí při stejné frekvenci

změn, jde o prosté cyklické namáhání, které je zvláštním případem namáhání kmitového.



32

Prosté cyklické namáhání může mít podle poměru největšího a nejmenšího

napětí různou povahu cyklu (viz obr. 3.1). Střední napětí cyklu σm a amplitudu napětí σa je

možno vyjádřit vztahy

2,

2

du

a

dh

m

(3.1)

Asymetrii cyklu pak můžeme vyjádřit vztahy

h

dR

(3.2)

nebo

a

hP

(3.3)

Obr. 3.1 Schematické znázornění cyklického namáhání

Existence únavy kovů je podmíněna a determinována cyklickou plastickou deformací.

Příčinou vzniku střídavých plastických deformací může být zatěžování mechanické nebo

tepelné, nebo jejich kombinace. Např. amplituda cyklické plastické deformace na mezi únavy

je bez ohledu na typ materiálu řádu 10-5

. Jednosměrná, neopakovaná deformace tohoto řádu

nevede k žádným závažnějším změnám ve struktuře materiálu, ani jeho vlastnostech. Teprve

mnohonásobné opakování plastické deformace, byť tak malé, že z hlediska běžného pojetí jde

o zatěžování elastické, vede ke kumulativnímu poškozování, končícímu únavovým lomem.

Je-li počet cyklů do lomu řádu 105 a výše, mluvíme o únavě vysokocyklové, je-li počet cyklů



33

do porušení řádu 104 a méně, mluvíme o nízkocyklové únavě. Toto dělení můžeme považovat

za konvenci, i když nemá žádné hlubší opodstatnění.

Únavová část plochy lomu má většinou hladký, otřelý povrch, zpravidla lasturovitého

vzhledu. U dynamického namáhání a při vyšší úrovni vlastních pnutí je vzhled lomu složitější

a únavové plochy lomu se mohou střídat s plochami odpovídajícími etapám křehkého

porušení (viz obr. 3.2)

Obr. 3.2 Únavový lom hřídele kolesa velkostroje K 10000

Poměr plochy konečného křehkého lomu k velikosti plochy zasažené postupným

růstem únavové trhliny ukazuje na velikost jmenovitého napětí (viz obr. 3.3). Čím menší je

plocha statického lomu ve srovnání s celým průřezem, tím menší plocha průřezu mohla

odporovat provoznímu zatížení než nastalo zlomení, tj. tím menší bylo původní jmenovité

napětí. Vznik únavové trhliny v těchto případech způsobil velký vrubový účinek nebo velmi

nepříznivý lokální vliv povrchu části. Čím menší je relativní velikost rozkmitu provozního

namáhání v porovnání se statickou složkou (předpětím), tím relativně větší je plocha

konečného křehkého lomu. Rovněž zakřivení čar oddělujících lasturovité plochy lomu

ukazuje na hladinu minimálního napětí a na relativní velikost vrubového účinku. Je třeba

uvést, že únavové trhliny vycházejí zpravidla z místa největšího tahového napětí a rostou,



34

makroskopicky uvažováno, kolmo na největší tahové napětí. Postupné porušování materiálu tedy

probíhá nukleací mikro-defektů a jejich růstem.

Obr. 3.3 Význam poměru ploch únavových a konečných křehkých lomů (konečný lom

vyznačen šrafováním) a zakřivení dělicí čáry.

Časová posloupnost jednotlivých stádií únavového procesu v tělese bez

technologických vad je zřejmá z obr. 3.4.

Obr. 3.4 Časová posloupnost jednotlivých stadií únavového procesu v tělese bez

technologických vad.

Od této posloupnosti se odvíjejí únavové charakteristiky používané při návrhu, posuzování

zbytkové životnosti resp. posuzování integrity konstrukcí vystavených cyklickému

zatěžování. Mezi tyto charakteristiky patří:

1) Cyklická křivka napětí - deformace.

2) Mez únavy a křivka životnosti σa – Nf (Wöhlerova křivka) stanovená na hladkých

válcových tělesech

3) Křivka životnosti εac – Nf stanovená na hladkých válcových tělesech v tahu-tlaku.

4) Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔKth pro růst únavových trhlin a

závislost rychlosti růstu únavových trhlin da/dN na ΔK.



35

3.2 Cyklická křivka napětí – deformace σa – εapl

3.2 1 Stádium změn mechanických vlastností

Toto stádium je typické změnami v celém objemu zatěžovaného kovu. Při cyklickém

zatěžování dochází nejprve ke změnám v mechanických vlastnostech materiálu v důsledku

změn v hustotě a prostorovém uspořádání mřížkových poruch. Pod pojmem mechanické

vlastnosti máme v tomto případě na mysli ty vlastnosti, které charakterizují odpor materiálu

proti deformaci vyvolané vnějšími silami (mez kluzu, mez pevnosti, závislost amplitudy

napětí na amplitudě deformace v průběhu cyklického zatěžování).

Odpor materiálu proti cyklické deformaci může v průběhu únavového procesu růst

(cyklické zpevnění) nebo klesat (cyklické změkčení), a to v závislosti na typu materiálu, na

podmínkách zatěžování a na teplotě. Výrazné změny však po jistém počtu cyklů končí -

dochází k saturaci mechanických vlastností. Nejlepší způsob detekce změn mechanických

vlastností je přímé měření parametrů hysterezních smyček – závislostí amplitudy napětí a na

amplitudě celkové deformace at snímaných v průběhu cyklického namáhání (viz obr. 3.5).

Cyklické zpevnění je typické pro materiály vyžíhané. Cyklické změkčení je naopak typické

pro materiály zpevněné

deformačním zpevněním,

precipitačním zpevněním,

zpevněním martenzitickou transformací,

disperzním zpevněním cizími částicemi v matrici.

Pokud je poměr meze pevnosti Rm k mezi kluzu (Re, Rp0,2) větší než 1,4, bude docházet

k cyklickému zpevnění. Pokud je tento poměr menší než 1,2, bude docházet k cyklickému

změkčení. Po ukončení stadia změn mechanických vlastností dosáhne amplituda napětí i

amplituda deformace svých saturovaných hodnot a vytvoří se stabilní hysterezní smyčka.

Proložíme-li vrcholovými body stabilních hysterezních smyček křivku, dostaneme závislost

mezi amplitudou napětí a amplitudou plastické deformace v ustáleném stavu, která je v

literatuře označována jako cyklická křivka napětí-deformace. Je to velmi významná

materiálová charakteristika, poněvadž popisuje plastickou reakci kovu po převážnou dobu

životnosti. Všechny experimentální údaje jak v nízkocyklové, tak ve vysokocyklové oblasti se

shodují v tom, že cyklickou křivku napětí – deformace lze vyjádřit vztahem



36

Obr. 3.5 Schematické znázornění hysterezní smyčky

napla

K . (3.4)

kde K je součinitel cyklické pevnosti

n´ je exponent únavového zpevnění

Tahový diagram reprezentuje závislost napětí na deformaci v prvém čtvrt cyklu,

cyklická křivka napětí-deformace reprezentuje tutéž závislost po proběhnutí zpevnění a/nebo

změkčení. Na obr. 3.6 jsou znázorněny cyklická a statická křivka napětí-deformace pro ocel

08Ch18N10T stanovené při laboratorní teplotě.

3.3 Křivka životnosti εat – Nf (Manson – Coffinova křivka)

Existuje řada experimentálních důkazů, že v oblasti nízkocyklové únavy vykazují

kovy různou odolnost vůči cyklickému napětí a cyklické deformaci. Interpretace únavového

procesu pomocí amplitudy celkové deformace, která se skládá z pružné a z plastické složky

deformace, se objevuje až v posledních třiceti letech. Tento postup má své praktické

opodstatnění, neboť např. v konstrukčních vrubech je materiál vystaven cyklické celkové

deformaci. Manson navrhl závislost počtu cyklů do lomu na amplitudě celkové deformace ve

tvaru (viz obr. 3.7):



37

Obr. 3.6 Statická a cyklická křivka napětí deformace stanovená při laboratorní teplotě pro ocel

08Ch18N10T

c

ff

b

f

f

apalatNN

E)2()2(

,

,

(3.5)

kde E je modul pružnosti v tahu

f, je součinitel únavové pevnosti

f,, je součinitel únavové tažnosti

b je exponent únavové pevnosti

c je exponent únavové životnosti

Obr. 3.7 Schematický průběh křivek εael – Nf a εapl - Nf



38

Křivky životnosti εat = f(Nf) a cyklické křivky napětí – deformace σa = f(εapl) jsou

stanovovány při cyklickém namáhání s konstantní amplitudou celkové deformace εat v tahu –

tlaku (tvrdý způsob zatěžování) na sérii hladkých válcových zkušebních těles (viz obr. 3.8).

Amplitudy celkové deformace jsou voleny tak, aby počet cyklů do porušení Nf pokrýval

interval 102 ÷ 10

5 cyklů. V průběhu zkoušky se zaznamenávají ve zvolených časových

intervalech hysterezní smyčky, které slouží ke stanovení elastické a plastické složky

amplitudy celkové deformace (viz obr. 3.9).

Obr. 3.8 Hladké válcové těleso se Obr. 3.9 Hysterezní smyčky snímané v

snímačem podélné deformace průběhu zkoušky s εat = 0,01.

Pro stanovení křivky životnosti εat = f(Nf) se doporučuje odzkoušet minimálně 10 zkušebních

těles, která jsou zatěžována minimálně na 6 úrovních amplitudy celkové deformace εat.

Pro experimentální stanovení cyklické křivky napětí - deformace a Manson –

Coffinovi závislosti musí být zkušební zařízení vybaveno vhodným snímačem deformace a

příslušnou elektronikou. Deformace je snímána jako změna prodloužení měrné délky

snímače, která se obvykle pohybuje kolem 10 mm.

Postup pro provádění zkoušek nízkocyklové únavy a následné stanovení cyklické

křivky napětí – deformace a křivky životnosti at = f (Nf) je popsán v normě ISO 12106



39

Metallic materials – Fatigue testing – Axial – strain - controlled method a v normě ASTM E

606-92 Standard Practice for Strain Controlled Fatigue Testing. Na obr. 3.10 a obr. 3.11 jsou

uvedeny závislosti apl – Nf a ael – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě 20°C a

350°C.

Fig. 3.10 Křivky životnosti εael – Nf a εapl – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při

laboratorní teplotě

Obr. 3.11 Křivky životnosti εael – Nf a εapl – Nf stanovené pro ocel 08Ch18N10T při teplotě

350°C

Z obr. 3.10 a obr. 3.11 je zřejmé, že změna teploty zkoušení z 20°C na 350°C významně

ovlivnila tranzitní počet cyklů do porušení Nt pro který je amplituda plastické deformace

v průběhu zátěžného cyklu εapl rovna amplitudě elastické deformace εael.



40

3.4 Křivka životnosti σa – Nf (Wöhlerova křivka)

Wöhlerova křivka je nazvána po svém autorovi, který před více než 130 lety posuzoval na

základě zkoušek v ohybu za rotace únavovou pevnost náprav vozidel. Poskytuje informace o

závislosti amplitudy napětí a na počtu cyklů do lomu Nf. Nejčastěji jsou hladká válcová

zkušební tělesa podrobena homogenní napjatosti v tahu-tlaku (R = -1) resp. míjivém tahu (R =

0), v některých případech se používá střídavého ohybu resp. ohybu za rotace. Průběh

Wöhlerovy křivky je charakterizován růstem počtu cyklů do lomu s poklesem amplitudy

napětí. Její typický tvar v souřadnicích log a – log Nf je schematicky znázorněn na obr. 3.12.

Obr. 3.12 Schematické znázornění křivky životnosti

Amplituda napětí, pod kterou již nedochází k porušení únavovým lomem se nazývá mez

únavy. Mez únavy ve střídavém tahu – tlaku (R = -1) je označována σc, mez únavy v míjivém

tahu (R = 0) pak σhc. Výskyt meze únavy je typický pro oceli a pro některé jiné intersticiální

slitiny. Pro kovy a slitiny s kubickou plošně centrovanou mřížkou (austenitické oceli, slitiny

na bázi Al) není výskyt meze únavy pozorován ani po aplikaci počtu cyklů 107 až 10

9 a

amplituda napětí klesá s růstem počtu cyklů do porušení. V těchto případech se používá tzv.



41

smluvní mez únavy, která je určena amplitudou napětí, při které dojde k únavovému lomu po

předem zvoleném počtu cyklů. Standardní počet cyklů pro stanovení meze únavy u ocelí,

litin, mědi a jejich slitin je Nc = 107. Pro stanovení šikmé větve únavové křivky tvoří jednu

skupinu alespoň 8 zkušebních tyčí. Hodnotami naměřenými na tyčích jedné skupiny se

v oblasti časované pevnosti prokládají závislosti v souřadnicích log σa – log Nf nebo σa – log

Nf. Tyto závislosti představují regresní křivky s pravděpodobností přežití 50%.

Průběh Wöhlerovy křivky a úroveň meze únavy je ovlivňována kromě asymetrie cyklu

R také teplotou, přítomností korozního prostředí a metalurgickými parametry materiálu. Na

obr. 3.13 je znázorněn vliv stupně protváření na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez

únavy pro N = 1.107 cyklů pro ocel 16540.6.

Obr. 3.13 Vliv stupně prokování na šikmou větev Wöhlerovy křivky a na mez únavy

pro N=1.107 cyklů pro ocel 16540.6.

. Postup pro stanovení meze únavy a šikmé větve Wöhlerovy křivky je popsán v normě

ČSN 420363 Zkoušky únavy kovů – Metodika zkoušení, ČSN ISO 1143 Kovové materiály –

Zkoušení únavy ohybem za rotace, ISO 1099 Metallic materials – Fatigue testing – Axial

force – controlled method, ASTM E466-07 Conducting Force Controlled Constant Amplitude

Axial Fatigue Tests of Metallic Materials. Základní pojmy a značky jsou uvedeny v normě

ČSN 420362 Zkoušky únavy kovů – Základní pojmy a značky. Stanovení regresních křivek a

dalších statistických charakteristik je popsáno v normě ISO 12107 – Metallic materials –



42

Fatigue testing – Statistical planning and analysis of data a v normě ASTM E468-90(2004)

Presentation of Constant Amplitude Fatigue Test Results of Metallic Materials.

3.5 Hodnocení odolnosti materiálu vůči růstu únavových trhlin

Stabilní růst trhlin může být vyvolán působením cyklického namáhání, současného

působení statického zatížení a korozního prostředí, nebo je charakteristickým znakem

lomového chování konstrukčních materiálů v jistém intervalu teplot. V případě cyklického

namáhání mluvíme o růstu únavových trhlin, v případě současného působení statického

zatížení a korozního prostředí o tzv. korozním praskání pod napětím.

Hodnocení odolnosti vůči růstu únavových trhlin je založeno na principech lineární

lomové mechaniky. Odolnost vůči růstu trhlin je posuzována na základě experimentálně

stanovené prahové hodnoty ΔKp pro růst únavových trhlin a závislosti rychlosti růstu trhliny

da/dN na rozkmitu faktoru intenzity napětí K.

3.5.1 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu

Závislost rychlosti růstu únavových trhlin na rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔK a

prahová hodnota pro růst únavových trhlin ΔKp jsou materiálové charakteristiky důležité pro

výpočet životnosti konstrukcí s defektem vystavených cyklickému namáhání.

Výsledky experimentálního měření rychlosti růstu únavové trhliny bez přítomnosti

korozního prostředí jsou schematicky a v nejobecnější podobě znázorněny na obr. 3.14. Jak

vyplývá z tohoto obrázku, je možno celou závislost log da/dN vs log K rozdělit na 3

základní oblasti (A, B, C) s ohledem na rozsah rychlosti růstu únavové trhliny. V oblasti

malých rychlostí růstu únavových trhlin (10-8

÷ 10-6

mm / cykl) a tedy v oblasti malých

hodnot rozkmitu faktoru intenzity napětí K (oblast A) se závislost da/dN vs. K

asymptoticky blíží k prahové hodnotě Kp, pod kterou únavové trhliny nerostou.

V této oblasti je rychlost růstu únavové trhliny silně závislá na mikrostruktuře

materiálu a asymetrii cyklu R. Pro střední rozsah rychlostí (oblast B), kde rychlost růstu

únavové trhliny leží přibližně v intervalu 10-6

- 10-4

mm/cykl je křivka v log-log souřadnicích

lineární a rychlost růstu únavové trhliny může být vyjádřena pomocí Paris-Erdoganova

mocninového vztahu:

mKCdN

da)( (3.6)



43

kde C, m jsou materiálové konstanty.

Obr. 3.14 Schematické znázornění obecného tvaru závislosti da/dN vs. K bez přítomnosti

korozního prostředí.

Rychlost růstu trhliny je v této oblasti málo citlivá na mikrostrukturu materiálu a

tloušťku zkušebního tělesa. Při vysokých rychlostech růstu trhliny (oblast C), kdy se

maximální hodnota faktoru intenzity napětí v průběhu zátěžného cyklu Kmax blíží lomové

houževnatosti KIC, se zpravidla ve zvýšené míře na růstu trhliny podílejí i další

mikromechanismy porušování obvyklé u statických lomů (transkrystalický tvárný či štěpný,

interkrystalická dekoheze) a růst trhliny se stává citlivý na mikrostrukturu a asymetrii cyklu

R. Tato oblast je z praktického hlediska málo významná, protože je záležitostí již jen relativně

malého podílu celkového počtu zatěžovacích cyklů.

Hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin je prováděno dle ČSN ISO 12108 Kovové

materiály – Zkoušení únavy – Metoda růstu únavové trhliny, nebo podle normy ASTM E

647-08 The Method for Measurements of Fatigue Crack Growth Rates.



44

Pro stanovení konstant C a m v rovnici 3.6 je třeba experimentálně stanovit závislost

délky trhliny a na počtu cyklů N, znát parametry zatěžování a vztah pro výpočet ΔK pro

zvolený tvar zkušebního tělesa. Pro stanovení této závislosti je používána metoda konstantní

síly, kdy v průběhu zkoušky je udržován konstantní rozkmit síly ΔF. S rostoucí délkou trhliny

roste rozkmit faktoru intenzity napětí ΔK a rychlost růstu únavové trhliny da/dN. Rychlost

růstu únavové trhliny da/dN se určuje ze zaznamenaných dvojic délky trhliny ai a

odpovídajícího počtu zatěžovacích cyklů Ni. Je vypočítávána jako směrnice přímky spojující

dvě po sobě jdoucí měření délky trhliny a dle vztahu

ii

ii

a NN

aa

dN

da

1

1 (3.7)

Protože vypočtená rychlost růstu trhliny je průměrnou rychlostí v intervalu ai ÷ ai+1, je

pro výpočet ΔK, který odpovídá této rychlosti růstu trhliny uvažována průměrná hodnota a =

½(ai+1 + ai). Pokud je to možné, jsou délky únavových trhlin měřeny na obou stranách

zkušebního tělesa opticky pomocí měřícího mikroskopu s přesností 0,01 mm. Dále je možno

použít nepřímých metod měření délky trhliny jako je metoda potenciálová nebo komplianční,

které spočívají ve změně elektrického odporu nebo tuhosti tělesa v důsledku růstu trhliny a

které jsou využívány především při hodnocení vlivu prostředí na odolnost vůči růstu

únavových trhlin.

Prahová hodnota růstu únavové trhliny ΔKp obecně odpovídá hodnotě ΔK, pro kterou

se odpovídající da/dN blíží nule. Obvykle se definuje jako hodnota ΔK odpovídající rychlosti

růstu trhliny, která se rovná 10-8

mm/cykl Obvyklým způsobem určení prahové hodnoty je

proložení přímky minimálně pěti přibližně stejně vzdálenými dvojicemi údajů log da/dN

versus log ΔK mezi 10-7

mm/cykl a 10-8

mm/cykl stanovenými postupem s klesajícím K.

Zkouška při klesajícím K může být řízena stupňovitým snižováním faktoru intenzity napětí po

dosažení zvoleného nárůstu trhliny při konstantním ΔF (viz obr. 3.15). Za prahovou hodnotu

ΔKp je pak považována hodnota ΔK odpovídající rychlosti růstu trhliny 10-8

mm/cykl.



45

Obr. 3.15 Typická zkouška s klesajícím K prováděná metodou stupňovitého poklesu

zatěžující síly

Obr. 3. 16 Tvary zkušebních těles používaných pro hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin

A – zkušební těleso s jednostranným vrubem zatěžované v trojbodovém ohybu (SENT B3)

B – zkušební těleso s centrální trhlinou zatěžované v tahu (CCT)

C – kompaktní zkušební těleso zatěžované v tahu (CT)



46

Na obr. 3.16 jsou uvedeny tvary zkušebních těles, která jsou standardně používána pro

hodnocení kinetiky růstu únavových trhlin na vzduchu resp. v korozním prostředí. Rozkmit

faktoru intenzity napětí se pro všechny normované typy zkušebních těles vypočítá pomocí

následující rovnice:

)/(.2/1

WafBW

PK

(3.8)

kde f(a/W) je tzv. komplianční funkce závislá na typu zkušebního tělesa.

Pro zkušební těleso SENT B3 platí

2/3

22/1

)/1()/21(

)])/.(7,2)/.(93,315,2)(/1()/(99,1[.)/.(6)/(

WaWa

WaWaWaWaWaWaf

(3.9)

Pro zkušební těleso CT platí

2/3

432

1

)6,572,143,13.64,4886,0(2

)(

W

a

W

a

W

a

W

a

W

a

W

a

W

af (3.10)

Pro zkušební těleso typu CCT s centrální trhlinou o délce 2a pak platí pro komplianční funkci

vztah

f(a/W) = 1,77.(a/W)1/2

+ 0,45.(a/W)3/2

– 2,04.(a/W)5/2

+ 21,6.(a/W)7/2

(3.11)

nebo je možno použít pro tento typ zkušebního tělesa vztah

W

a

W

a

W

a

aWB

PK

21

2326,0

25,01

).(.

2

2/1

(3.10)

Na obr. 3.17 je pak znázorněna závislost da/dN vs. K stanovená pro asymetrii cyklu

R = 0 pro nízkolegovanou ocel 10GN2MFA použitou pro výrobu komponent PG VVER

1000.

3.5.2 Vliv korozního prostředí na růst únavových trhlin

Současné působení cyklického namáhání a agresivního prostředí, obecně nazývané

korozní únava, má často za následek zvýšení rychlosti růstu únavové trhliny vzhledem

k rychlosti růstu stanovené na vzduchu, resp. v inertním prostředí. Zvýšení rychlosti závisí na

typu prostředí, mechanicko-metalurgických parametrech materiálu, způsobu namáhání (R,

frekvence f, tvar zátěžného cyklu), popř. na jejich vzájemné interakci. Obecně je však možno

konstatovat, že plynná prostředí jsou zpravidla mírnější a kapalná prostředí zpravidla



47

Obr. 3. 17 Kinetika růstu únavových trhlin na vzduchu v oceli 10GN2MFA (laboratorní

teplota)

agresivnější z hlediska vlivu na rychlost růstu únavových trhlin. Závislost da/dN vs. K může

být přítomností korozního prostředí modifikována v podstatě dvěma způsoby, které

odpovídají základním typům korozní únavy (viz obr. 3.15) označovaným jako:

1. pravá korozní únava

2. koroze pod napětím při cyklickém namáhání.

O pravé korozní únavě hovoříme tehdy, je-li rychlost růstu únavové trhliny zvýšena

současným působením agresivního prostředí a cyklického zatěžování, přičemž ke zvýšení

rychlosti růstu trhliny dochází v celém rozsahu rozkmitu faktoru intenzity napětí K. Další

charakteristikou pravé korozní únavy je snížení prahové hodnoty Kp. Koroze pod napětím

při cyklickém namáhání je charakterizována existencí prahové hodnoty KISCC(f) v oblasti

platnosti Paris - Erdoganova vztahu. Pro K KISCC(f) dochází ke zvýšení rychlosti růstu



48

Obr. 3.18 Schematické znázornění základních typů korozní únavy.

únavové trhliny oproti růstu na vzduchu, avšak pro K KISCC(f) není rychlost růstu únavové

trhliny přítomností korozního prostředí ovlivňována. Koroze pod napětím při cyklickém

namáhání je dále charakteristická vznikem „hrbu“, z čehož plyne, že rychlost růstu není

možno popsat Paris-Erdoganovým vztahem. Nejobecněji lze vyjádřit vliv prostředí na

kinetiku růstu únavových trhlin kombinací pravé korozní únavy a koroze pod napětím při

cyklickém namáhání.

U mnoha typů ocelí vzniká při únavovém namáhání v korozním prostředí buď pravá

korozní únava, nebo koroze pod napětím při cyklickém namáhání. Transformaci pravé

korozní únavy na korozi pod napětím při cyklickém namáhání a naopak lze vyvolat změnou

parametrů zatěžování, jmenovitě změnou asymetrie cyklu R a frekvence zatěžování f (viz obr.

3.19). Na obr. 3.20 je znázorněn vliv vodního prostředí a frekvence cyklování na kinetiku

růstu únavových trhlin u nízkolegované vysokopevné oceli typu 38Cr2Ni2SiMo

s martenzitickou strukturou. Kinetika porušování sledované oceli v destilované vodě

odpovídá v obou případech procesu koroze pod napětím při cyklickém zatěžování a je

charakterizována

1. existencí prahové hodnoty koroze pod napětím při cyklickém namáhání KISCC(f),

2. existencí dvou stádií v závislosti d2a/dN = f(K) , které se liší silou vazby rychlosti

růstu trhliny na K.



49

Obr. 3.19 Schematické znázornění vlivu frekvence a asymetrie cyklu na růst únavových trhlin

v korozním prostředí.

Rychlost růstu únavové trhliny je v prvém stádiu (po dosažení prahové hodnoty KISCC(f)) silně

závislá pouze na K a nezávislá na teplotě vody a frekvenci cyklování. Ve druhém stádiu se

rychlost růstu únavové trhliny stává především silně závislou na teplotě vody resp. frekvenci

cyklování. Tuto experimentálně prokázanou skutečnost lze interpretovat jako vliv času, po

který jsou v průběhu zátěžného cyklu obnažené povrchy v oblasti čela trhliny ve styku

s korozním prostředím.



50

38Cr2Ni2SiMo

teplota popouštění 200°C

0,009% S; 0,012%P

režim zatěžování: p = konst.

asymetrie cyklu: R = 0

tvar zátěž. cyklu: sinus

prostředí: voda

62,16 )(1043,512

KfdN

ad

II. stádium:

I. stádium:

88,611 )(1022,12

KdN

ad

f [Hz] Symbol

0,1

10,0

0,33

1,0

5 10 20 30 40 50 60 70

K [MPa.m

1/2]

d2

a/d

N [

mm

/cy

kl]

10-2

10-3

10-4

10-5

10-6

Obr. 3.20 Vliv ΔK a frekvence cyklování na kinetiku růstu únavových trhlin v destilované

vodě při laboratorní teplotě.



51



Únava materiálu

Cyklické namáhání a kmitové namáhání.

Asymetrie cyklu R

Nízkocyklová a vysokocyklová únava

Stádium makroskopických změn

Cyklická křivka napětí – deformace σa – εapl

Křivka životnosti εat - Nf

Křivka životnosti σa - Nf

Tři oblasti růstu únavových trhlin na vzduchu

Prahová hodnota rozkmitu faktoru intenzity napětí ΔKp

Pravá korozní únava

Koroze pod napětím při cyklickém namáhání.

Otázky

1) Co se rozumí pod pojmem únava materiálu?

2) Co je to asymetrie cyklu a jak ji můžeme vyjádřit?

3) Jaká jsou stádia únavového procesu?

4) Co popisuje cyklická křivka napětí-deformace a jak se stanoví?

5) Co vyjadřuje Manson-Coffinova křivka?

6) Co to je Wöhlerova křivka?

7) Co vyjadřuje prahová hodnota pro růst únavových trhlin?

8) Jaké znáte základní typy korozní únavy?

9) Na čem je závislá kinetika růstu únavových trhlin ve vodním prostředí?



52

Úlohy k řešení

V tab. 3.1 jsou uvedeny výsledky zkoušek nízkocyklové únavy při εac = konst. a R

= -1 základního materiálu 08Ch18N10T při laboratorní teplotě. Vypočtěte

f, součinitel únavové pevnosti

f,, součinitel únavové tažnosti

b exponent únavové pevnosti

c exponent únavové životnosti

a cyklickou křivku napětí – deformace σa – εapl

Tab. 3.1

εac . 102

[1]

εapl..102

[1]

εae. 102

[1]

σa

[MPa]

Nf

[1]

1,46 1,20 0,26 454 399

1,24 0,97 0,27 435 531

0,98 0,76 0,22 403 1093

0,74 0,54 0,20 351 1630

0,50 0,34 0,16 292 4520

0,40 0,25 0,15 287 7270

0,35 0,20 0,15 274 14080

0,30 0,17 0,13 249 27720

0,25 0,12 0,13 252 68260


[1] KLESNIL, Mirko-LUKÁŠ, Petr: Únava kovových materiálů při

mechanickém namáhání. 1. vydání. ACADEMIA Praha 1975, 224s.

[2] HOLZMANN, Miroslav-KLESNIL, Mirko: Křehký a únavový lom

materiálů a konstrukcí. 1. vydání. Praha, SNTL, 1972. 208s.

[3] KUNZ, Ludvík: Experimentální stanovení únavových charakteristik

materiálů. 1. Vydání. Žilinská univerzita v Žilině, 2003, 81s., ISBN 80-

8070-069-9.

[4] NĚMEC, Jaroslav - PUCHNER, Ondřej: Tvarová pevnost kovových těles,

SNTL Praha 1971.

[5] BARSOM, John M. – ROLFE, Stanley T.: Fracture and Fatigue Control in

Structures. ASTM ,Applications of FractureMechanics, third edition,

ISBN 0-8031-2082-6.

[6] ČSN ISO 12108 Kovové materiály – Zkoušení únavy – Metoda růstu

únavové trhliny. UNMZ, druhé vydání, 2012 – 08 - 15



53

4. Hodnocení lomového chování kovových materiálů



Definovat pojem křehký lom.

Vyjmenovat faktory, které ovlivňují houževnatost.

Popsat dvě filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému

porušení.

Popsat Zkušební postupy a materiálové charakteristiky obou filosofií.

Popsat obecnou teplotní závislost lomové houževnatosti.

Definovat pojem referenční teplota a MASTER křivka.

Popsat v čem spočívá rozdíl mezi zkouškou rázem v ohybu a zkouškou

DWT resp. DWTT.

Výklad

4.1Úvod

Vysoké požadavky na bezpečnost a spolehlivost provozu rozměrných konstrukcí

vyvolávají zvýšené nároky na odolnost materiálů vůči náhlému nestabilnímu lomu. Při

náhlém (nestabilním) porušení je separace částic kovu náhlá a nekontrolovatelná a nastává

pod účinkem elastické energie nakupené v tělese, aniž je nutnost dalšího přívodu energie z

vnějšku. Rozdíl mezi stabilním a nestabilním porušením kovů je dán vztahem mezi elastickou

energií uvolněnou během růstu trhliny a prací, která musí být vykonána proti odporu, který

klade materiál proti růstu trhliny.

Křehký lom ocelí nízké a střední pevnosti je nestabilní lom, nastávající při

nominálním napětí, které je menší než makroskopická mez kluzu. Z mikroskopického měřítka

je lom štěpné povahy (viz obr. 4.1).



54

Obr. 4.1 Transkrystalický štěpný lom

Křehký lom ocelí vysoké a velmi vysoké pevnosti je nestabilní lom, nastávající při

napětí, které je nižší než mez kluzu. Z mikroskopického hlediska lom nastává buď kvazi-

štěpením, interkrystalicky (viz obr. 4.2), nebo tvárnou separací částic kovu (viz obr. 4.3).

Obr. 4.2 Interkrystalické porušení

Odolnost materiálu vůči křehkému porušení je dána úrovní jeho houževnatosti.

Houževnatost je definována jako schopnost materiálu deformovat se plasticky a absorbovat

energii před a v průběhu porušování. Je závislá na:

1. metalurgických charakteristikách materiálu,

2. rychlosti zatěžování,



55

Obr. 4.3 Tvárné porušení

3. teplotě,

4. tloušťce součásti,

5. přítomnosti vrubů, ať už tvarových nebo pevnostních.

Existují dvě zásadně odlišné filosofie hodnocení odolnosti materiálů vůči křehkému

porušení a tedy dvě skupiny materiálových charakteristik používaných při návrhu konstrukce

odolné vůči křehkému porušení, resp. při posuzování zbytkové životnosti dlouhodobě

provozovaného zařízení.

1) Filozofie tranzitní teploty. Má opodstatnění jen u materiálů, které vykazují tranzitní

lomové chování. Materiálovou charakteristikou je tranzitní teplota.

2) Filozofie založená na lomové mechanice. Má opodstatnění u materiálů, které vykazují

nestabilní lom a/nebo stabilní růst tvárné trhliny. Materiálovou charakteristikou je

lomová houževnatost resp. referenční teplota T0.

4.2 Filozofie tranzitní teploty

Základem této filozofie je vyhodnocení teploty, při níž dochází ke změně

houževnatosti spojené se změnou lomového mechanismu z tvárného na štěpný. Různé typy

zkoušek klasifikují danou řadu ocelí obecně v témže pořadí vzhledem k náchylnosti ke



56

křehkému lomu. Avšak pro jiný typ zkoušky může být křivka posunuta vpravo či vlevo,

tranzitní oblast může být užší resp. širší. Mezi nejdůležitější zkoušky patří:

zkouška rázem v ohybu metodou Charpy,

zkouška DWT,

zkouška DWTT

zkouška rázem v ohybu velkých těles

4.2.1. Zkouška rázem v ohybu

Je nejpoužívanější zkouškou hodnocení tranzitního chování materiálů. Zkouška

spočívá v namáhání vrubovaných vzorků rázem v ohybu (viz obr. 4.4).

Obr. 4.4 Schematické znázornění zkoušky rázem v ohybu

Její výsledky umožňují porovnávat odolnost materiálů proti křehkému porušení podle

posunu přechodové křivky ve směru osy teplot, neposkytují však podklady pro dimenzování

částí konstrukcí. Energie potřebná k lomu zkušebního tělesa totiž obsahuje jak složku

vynaloženou na iniciaci trhliny, tak i složku potřebnou na její růst. Iniciační energie může být

s ohledem na zaoblení kořene „V“ vrubu poměrně značná.



57

Obr. 4.5 Teplotní závislost vrubové houževnatosti oceli 10GN2MFA v dodaném stavu

a po pomalém ochlazování z teploty 595°C (step-cooling).

Zkušební postupy jsou popsány v následujících normách:

ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu metodou Charpy

- Část 1: Zkušební metoda.

ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot.

ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot.

ČSN 420350 Zkoušení kovů. Stanovení teploty křehkosti konstrukčních ocelí zkouškou

rázem v ohybu.

Zkouškou rázem v ohybu lze zjišťovat tyto údaje: velikost spotřebované nárazové práce do lomu,

vrubovou houževnatost, vzhled lomu (podíl houževnatého lomu) a boční rozšíření. Vynesením

závislosti těchto hodnot na teplotě zkoušení se získají přechodové křivky, z nichž se zjišťují

tranzitní teploty (viz obr. 4.6).



58

Obr. 4.6 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu. Nízkolegovaná ocel 15 128.5 po 90 000

hod. provozu na teplotě 540°C.

Pro jejich definici se používá různých kritérií, např.:

zvolená hodnota vrubové houževnatosti (např. 35 J.cm-2

),

střední hodnota z max. a min. vrubovém houževnatosti,

smluvní hodnota vrubové houževnatosti, která závisí na mezi kluzu materiálu (kritická

teplota křehkosti),

tranzitní teplota pro 50% houževnatého lomu (FATT),

boční rozšíření 0,9 mm.

Z úrovně tranzitní teploty lze usuzovat na odolnost oceli vůči křehkému porušení,

popř. na hodnocení metalurgických a technologických faktorů na změnu odolnosti dané oceli

proti křehkému porušení.

Snaha po zjištění velikosti energie, potřebné k růstu trhliny, vedla k návrhu zkušebních

postupů, využívajících zkušebních těles větších rozměrů s vruby, které zmenšují energii

nezbytnou k iniciaci trhliny na minimum. Mezi tyto zkoušky patří zkouška DWT, zkouška

DWTT a zkouška rázem v ohybu velkých těles. Tyto zkoušky jsou stále častěji součástí

technických podmínek obchodních případů.

4.2.2. Zkouška DWT

Zkouška DWT spočívá v namáhání zkušebního tělesa opatřeného křehkým návarem

s vrubem (viz obr. 4.7) jedním rázem v ohybu při omezené deformaci. Zkouší se při různých



59

teplotách zkušebního tělesa. Pro zkoušky DWT jsou dle ČSN 420349 používána zkušební

tělesa o rozměrech 16x50x130 mm, 19x50x130 mm nebo 25x90x360 mm.

Obr. 4.7 Zkušební těleso o rozměrech 16 x 50 x 130 mm používané pro zkoušku DWT

Cílem zkoušky je stanovení teploty nulové houževnatosti tNDT - materiálové

charakteristiky vyjadřující odolnost materiálu proti nestabilnímu růstu trhliny. Je to limitní

teplota, nad níž nedojde k nestabilnímu lomu z malého defektu iniciovaného z návarového

kovu do základního materiálu při dynamickém namáhání kolem meze kluzu. Těleso se

pokládá za zlomené, když lom dosáhl jedné nebo obou hran zkušebního tělesa na ploše

s návarem, popř. jeho bočních stěn (viz obr. 4.8).

Obr. 4.8 Zkušební těleso neporušené při zkoušce DWT. Lom v základním materiálu nedosáhl

jedné nebo obou hran zkušebního tělesa.

Teplota nulové houževnatosti tNDT je tedy nejvyšší teplota, při které ještě dojde k porušení

zkušebního tělesa (určuje se s přesností ± 5°C). Je to tedy teplota, při které se křehká trhlina

iniciovaná v tvrdokovovém návaru rozšíří působením napětí kolem meze kluzu přes průřez

zkušebního tělesa. Náhlý přechod od porušených zkušebních těles k neporušeným je



60

důsledkem růstu plastické deformace nutné pro růst trhliny při teplotách nad tNDT. Ke

stanovení tNDT se používají padostroje s potenciální energií beranu až 1900 J, přičemž

minimální výška pádu beranu musí být alespoň 1 m. Hmotnost beranu musí být v rozmezí 25

až 135 kg. Zkouška je neplatná:

a) když návar s vrubem nebude viditelně zlomen,

b) jestliže těleso nebude po zkoušce natolik ohnuté, aby se dotklo narážek přípravku,

c) praskne-li návar mimo vrub.

4.2.3 Zkouška DWTT

Tato zkouška slouží obvykle pro hodnocení odolnosti plechů resp. bezešvých trubek

s vnějším průměrem větším než 300 mm a tloušťkou stěny větší než 6 mm z feritických ocelí

pro výrobu produktovodů proti nestabilnímu růstu trhliny. Při zkoušce DWTT se přeráží

zkušební těleso o rozměrech 76 x T x 305 mm se za studena vylisovaným vrubem, které je na

koncích podepřeno, přičemž ráz působí proti vrubu (viz obr. 4.9).

Obr. 4.9 Geometrie zkušebního tělesa pro zkoušku DWTT

Tloušťka zkušebního tělesa musí mít až do 19 mm plnou tloušťku stěny trubky nebo

tloušťku plechu. Při tloušťkách nad 19 mm může mít zkušební těleso buď plnou tloušťku

stěny nebo plechu, nebo může být tloušťka zkušebního tělesa zmenšena na 19 mm.



61

Zkušebním zařízením může být zařízení s padajícím závažím nebo zařízení kyvadlové. Pro

zkoušku DWTT platí evropská norma ČSN EN 10 274 Kovové materiály – Zkouška

padajícím závažím. Stanovuje postup hodnocení vzhledu lomových ploch zkušebních těles

vyrobených z feritických ocelí.

Výsledky zkoušení se obvykle vyjadřují jako přechodová teplota houževnatého lomu (FATT)

nebo jako procentuální podíl houževnatého lomu při teplotě předepsané normou na výrobek.

Přechodová teplota FATT (fracture appearance transition temperature) je např. pro 85% podíl

houževnatého lomu při -30°C vyjádřena takto: FATT(85) = -30°C.

Pro zkušební tělesa s tloušťkou 19 mm nebo méně se hodnotí procentuální podíl

houževnatého lomu na povrchu lomu tak, že se nebere v úvahu povrch lomu do vzdálenosti

jedné tloušťky zkušebního tělesa T od kořene vrubu a do vzdálenosti jedné tloušťky

zkušebního tělesa od strany naproti vrubu (viz obr. 4.10).

Obr. 4.10 Stanovení podílu houževnatého lomu na lomové ploše

Vyhodnocení může být rovněž založeno na absorbované energii, spotřebované při

zkoušce, zvláště pro materiály jiné než feritické oceli.

Na obr. 4.11, 4.12 a 4.13 jsou uvedeny příklady lomových ploch zkušebních těles porušených

při zkoušce DWTT při zvolené teplotě spolu s vyhodnoceným podílem houževnatého lomu

dle ČSN EN 10 274. Na obr. 4.14 jsou uvedeny teplotní závislosti podílu houževnatého lomu

stanovené vizuálně na lomových plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o

tl. 9,3 mm a tl. 14 mm a porušených v rozmezí teplot -70°C ÷ - 10°C.



62

Obr. 4.11 Laboratorní teplota, podíl houževnatého lomu 100%

Obr. 4.12 Teplota zkoušení -40°C, podíl houževnatého lomu 45%

Obr. 4.13 Teplota zkoušení -60°C, podíl houževnatého lomu 10%

Zkouška DWTT

0

20

40

60

80

100

-100 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0

T [°C]

po

díl

ho

uže

vn

até

ho

lo

mu

[%

]

VÍTKOVICE 9,3 mm,

tavba 21758, vývalek 506

VÍTKOVICE 14 mm,

tavba 21758, vývalek 504

PHL=49,21*(1+tgh((T+53,53)/11,33))

PHL=51,57*(1+tgh((T+43,05)/12,59))

Obr. 4.14 Teplotní závislost podílu houževnatého lomu stanoveného vizuálně na lomových

plochách zkušebních těles odebraných z plechů oceli X70 o tl. 9,3 a 14 mm



63

4.2.4 Zkouška rázem v ohybu velkých těles (DT- dynamic tear)

Zkouška spočívá v přeražení zkušebního tělesa kyvadlovým kladivem nebo padostrojem

s měnitelnou výškou pádu a hmotností beranu. Zkušební zařízení musí umožňovat stanovení

nárazové práce. K určení nárazové práce se používají zkušební tělesa o rozměrech 16 x 40 x

180 mm a/nebo 25 x 120 x 460 mm. Přednostně a pro rozhodčí účely se volí zkušební tělesa

o tloušťce 16 mm, která se označí „Zkušební těleso 16 ČSN 420340“. Tvar a rozměry vrubu

pro zkušební těleso 16 jsou uvedeny na obr. 4.15. Vrub se zhotoví třískovým obráběním.

Ostrý kořen vrubu se vytvoří lisováním pomocí lisovníku z nástrojové oceli o tvrdosti

nejméně 60 HRC.

Obr. 4.15 Schématické uspořádání zkoušky DT pro zkušební těleso 16.



64

Zkušební postup je popsán v normě ČSN 420340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles nebo

v normě ASTM E 604-83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of Metallic

Materials. Zkouší se při různých teplotách zkušebního tělesa. Závislost energie EDT na teplotě

určuje pro každou teplotu energii potřebnou pro růst trhliny do lomu. Protože je u těchto

zkoušek potlačena složka energie k iniciaci trhliny zkřehlým vrubem (zpevnění v důsledku

lisování vrubu za studena), lze výsledků použít po určité úpravě pro konstrukci křivky teplot

zastavení trhliny TZT, nebo celého diagramu analýzy lomu FAD (Fracture Analysis

Diagram), navrženého k posuzování přípustnosti ostrých defektů typu trhlin. K získání křivky

TZT je třeba výsledky zkoušek transformovat ze souřadného systému energie – teplota do

systému nominální napětí – teplota. Na obr. 4.16 je schéma přechodové křivky DT energie –

teplota.

Obr. 4.16 Schéma přechodové křivky DT energie – teplota

Ve spodní části diagramu označené (1) a sahající do 1/3 rozmezí mezi dolní a horní

hladinou energie se nachází teplota tNDT. S teplotou tNDT je spojováno nominální napětí σ = 45 ÷

55 MPa, pod nímž trhliny nerostou nestabilně. Ve střední třetině (označené (2)) se nachází

teplota tFTE, (tranzitní teplota elastického lomu) – nejvyšší teplota, při které může nastat



65

nestabilní růst trhliny při napětí pod mezí kluzu. Zatím co pro stanovení tNDT existuje

normovaný postup, poloha bodu FTE se klade odhadem do poloviny střední třetiny (viz obr.

4.16). Protože přechodová křivka je zde velmi strmá, nevede tato volba k větší chybě při

stanovení teploty tFTE. V poslední třetině diagramu se nachází bod FTP a jemu odpovídající

teplota tFTP - tranzitní teplota plastického lomu. Jestliže je provozní teplota nad tFTP, potom

může nastat porušení konstrukce pouze tvárným lomem. Na obr. 4.17 je uvedena teplotní

závislosti EDT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebních tělesech 16 ČSN420340.

Obr. 4.17 Teplotní závislost EDT pro ocel S355J2H stanovená na zkušebním tělese 16 ČSN

420340.

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

-70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70

Teplota [°C]

DT

[k

J]

Podélný směr

Příčný směr

DT 16 mm, S355J2H



66

4.3 Filozofie založená na lomové mechanice

4.3.1 Obecná teplotní závislost lomové houževnatosti

Také lomová houževnatost, určující odpor materiálu proti iniciaci a růstu trhliny,

vykazuje tranzitní chování vlivem změny teploty nebo rychlosti deformace. S rostoucí

teplotou dochází k poklesu meze kluzu a tak při stejné hodnotě působícího napětí je plastická

zóna na čele trhliny větší a v důsledku toho hnací síla trhliny a tím i lomová houževnatost

vzrůstá. Lomová houževnatost může být přitom charakterizována buď pouze jedinou

hodnotou příslušného parametru (KIC, δc, JIC), nebo závislostí odpovídajícího parametru na

přírůstku délky trhliny Δa (tzv. J – R křivky resp. δ – R křivky).

Obecné schéma teplotní závislosti statické lomové houževnatosti bylo sestaveno

v ÚFM Brno na základě analýzy zkušebních těles typu C(T) a SENT (B3) o tloušťce 25 mm

(viz obr. 4.18). Lze předpokládat, že bude reprezentovat teplotní závislost lomové

houževnatosti i pro jiné tloušťky a pro jiné tvary zkušebních těles.

Obr. 4.18 Obecné schéma teplotní závislosti lomové houževnatosti.



67

Teplotní závislost lomové houževnatosti je rozdělena do tří částí.

V části C se nachází oblast spodních prahových hodnot lomové houževnatosti

charakterizovaná kritickou hodnotou faktoru intenzity napětí KIC, v případě splnění podmínek

rovinné deformace, a KC v případě, kdy tyto podmínky splněny nejsou.

Oblast A je oblast horních prahových hodnot lomové houževnatosti. Hodnota KJ,0,2

přepočtená z hodnoty Ji,0,2 pomocí vztahu (30.2), charakterizuje iniciaci tvárného stabilního

růstu trhliny.

V části B značí tranzitní teplota TB teplotu, do které nastávají nestabilní lomy (po

určitém otupení čela předem připravené únavové trhliny) štěpnou iniciací. Naměřená lomová

houževnatost leží v tomto případě v rozptylovém poli, označeném na obr. 4.18 KJC. Nad

teplotou TB dochází k nestabilním lomům po stabilním nárůstu tvárné trhliny o délce Δa.

Z obr. 4.18 vyplývá, že ke stabilnímu růstu tvárné trhliny před nestabilním lomem může dojít

v rozmezí teplot TDBL až TDBU. Odpovídající hodnoty lomové houževnatosti pak leží

v rozptylovém poli označeném KJu. Z hlediska inženýrské praxe je důležitý průběh lomové

houževnatosti KJC od teploty TC po teplotu TB. Lomová houževnatost je v této oblasti

charakterizována parametry JIC resp. δc, které jsou stanovovány standardizovanými postupy

elasto – plastické lomové mechaniky.

Postupy pro stanovení lomové houževnatosti jsou založeny na zatěžování zkušebního

tělesa opatřeného vrubem a únavovou trhlinou předem vytvořenou cyklováním a

zatěžovaného pomalu vzrůstající silou otevírající trhlinu konstantní rychlostí pohybu příčníku

elektromechanického zkušebního stroje nebo konstantní rychlostí pohybu pístnice

servohydraulického zkušebního stroje a snímání závislosti síla – rozevření trhliny (COD)

resp. síla posunutí síly. Nejčastěji jsou pro zkoušky lomové houževnatosti používány dva typy

zkušebních těles.

1) Kompaktní zkušební těleso označované v anglosaské literatuře C(T) (Compact test

Specimen) o tloušťce B a šířce W (viz obr. 4.19) zatěžované v tahu. Pro šířku

zkušebního tělesa W platí W = 2. B.

2) Ohybové zkušební těleso označované v anglosaské literatuře SE(B) (Bend Test

Specimen), kde B je tloušťka zkušebního tělesa a W je šířka tělesa (viz obr 4.20)

zatěžované v trojbodovém ohybu. Pro šířku zkušebního tělesa W platí W = 2. B a/nebo

W = B . Vzdálenost podpor je rovna S = 4.W.

Ke snímání rozevření trhliny u zkušebního tělesa SE(B) resp. rozevření trhliny a/nebo

posunutí síly u zkušebního tělesa C(T) jsou používány sponové snímače (viz obr.4.21, 4.22).



68

Obr. 4.19 Kompaktní zkušební těleso o šířce W a tloušťce B

Obr. 4.20 Ohybové zkušební těleso o šířce W a tloušťce B



69

Obr. 4.21 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní

teplotě při použití kompaktního zkušebního tělesa

Obr. 4.22 Experimentální uspořádání zkoušky lomové houževnatosti při laboratorní

teplotě při použití ohybového zkušebního tělesa.



70

4.3.2 Lomová houževnatost při rovinné deformaci KIC

Zkušební postup je popsán v ČSN EN ISO 12737 Kovové materiály – Stanovení

lomové houževnatosti při rovinné deformaci. Na obr. 4.23 jsou znázorněny tři základní typy

závislosti síla rozevření trhliny odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti lineární lomové

mechaniky.

Obr. 4.23 Tři typy závislosti síla – COD odpovídající náhlému lomu v oblasti platnosti

lineární lomové mechaniky

Ze záznamu získaného v průběhu zkoušky se určí hodnota síly FQ sestrojením sečny 0F5

z bodu 0 se směrnicí (F/V)5 = 0,95.(F/V)0, kde (F/V)0 je směrnice tečny lineární části

záznamu 0A. Pro zvolený typ zkušebního tělesa se stanoví hodnota KQ v MPa.m1/2

. Pro

ohybové zkušební těleso se KQ vypočte z rovnice

)/(2/3

WafBW

SFK

QQ (4.1)

kde S je vzdálenost podpor a pro f(a/W) platí

2/3

22/1

)/1)(/21(2

)/(7,2)/(93,315,2)/1()/(99,1.)/(3)/(

WaWa

WaWaWaWaWaWaf

(4.2)

Pro kompaktní zkušební těleso se KQ vypočte z rovnice



71

)/(.2/1

WafBW

FK

Q

Q (4.3)

Pro f(a/W) platí

2/3

432

)/1(

)/(6,5)/(72,14)/(32,13)/(64,4886,0.)/2()/(

Wa

WaWaWaWaWaWaf

(4.4)

Hodnotu KQ je možno pokládat za platnou hodnotu KIC za předpokladu, že

2

2,0

5,2),(,

p

Q

R

KBaWa (4.4)

kde Rp,0,2 je smluvní mez kluzu materiálu v prostředí a při teplotě zkoušky.

4.3.3 Stanovení lomové houževnatosti v tranzitní oblasti

V tranzitní oblasti nastává nestabilní lom buď po otupení špice trhliny plastickou

deformací a/nebo po stabilním růstu tvárné trhliny.

a) b)

Obr. 4.24 Lomové plochy zkušebních těles porušených náhlým nestabilním lomem

a) po otupení špice trhliny plastickou deformací, b) po stabilním růstu tvárné trhliny.

Únavová trhlina

Stabilní růst



72

Pro popis lomového chování v této oblasti jsou, vzhledem k rozsahu plastické dformace na

špici trhliny, používány parametry elasto – plastické lomové mechaniky. Lomová

houževnatost je pak charakterizována kritickou hodnotou rozevření trhliny δc, nebo kritickou

hodnotou J integrálu JIC. Zkušební postup je popsán v ČSN 420347 Lomová húževnatosť

kovov při statickom zaťažení.

4.3.3.1 Lomová houževnatost stanovená z rozevření špice trhliny

V průběhu zkoušky se snímá závislost síla F – rozevření vrubu v (viz obr. 4.25). Ze získaného

záznamu se odečte plastické rozevření vrubu vCP.

Obr. 4.25 Závislost síly F na rozevření vrubu v snímaná v průběhu zkoušky pro stanovení δC

Kritické rozevření špice trhliny se vypočte ze vztahu

aaWr

VaWr

ER

K

p

pp

e

CplelC

2

)1( 22 (4.5)

kde

KC se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo

síly FQ se dosadí hodnota síly FC,

VCP je plastická složka rozevření vrubu



73

rp je rotační součinitel v plastické oblasti. Vypočítá se ze vztahu

e

np

R

S

W

ar )1(4,0 (4.6)

kde

Re je mez kluzu materiálu

Sn je jmenovité napětí, které se pro ohybové zkušební těleso vypočte z rovnice

2)(

..5,1

aWB

LFS C

n

(4.7)

Pro kompaktní zkušební těleso se jmenovité napětí Sn vypočte z rovnice

2)(

)2.(.2

aWB

aWFS C

n

(4.8)

Součinitel α je roven α = 0,1 pro ohybové zkušební těleso. Pro kompaktní zkušební těleso se

součinitel α vypočte z rovnice

2

12

2

12

2

12

b

a

b

a

b

a (4.9)

kde b = W-a

Vypočtená hodnota δC je lomovou houževnatostí δIC určenou z rozevření špice trhliny, je-li

splněna podmínka

CaWa .50)(, (4.10)

Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritické rozevření trhliny δC

vyjádřit jako faktor intenzity napětí KδC pomocí vztahu

C

p ERK

C

2

2,0,

1 (4.11)

4.3.3.2 Lomová houževnatost stanovená z J integrálu

V průběhu zkoušky se snímá závislost síly F na posunutí síly f po bod nestability (viz

obr. 4.26), ze které se určí plocha diagramu pod zatěžovací křivkou. Plocha ACP se stanoví

planimetrováním a/nebo ekvivalentním způsobem. Kritická hodnota JC se vypočte ze vztahu

2

2

2

)(

..

1

aWB

AXK

EJJJ CPi

CCPCEC

(4.12)

kde



74

KC se vypočte z rovnice (4.1) resp. (4.3) (podle typu použitého zkušebního tělesa). Na místo

síly FQ se dosadí hodnota síly FC,

Součinitel Xi je roven Xi = 2 pro ohybové zkušební těleso, a Xi = 2 + 0,522(1 – a/W) pro

kompaktní zkušební těleso.

Obr. 4.26 Závislost síla F – posunutí síly f snímaná v v průběhu zkoušky pro stanovení JIC

Vypočtenou hodnotu JC je možno pokládat za lomovou houževnatost JIC, je-li splněn

podmínka

me

C

RR

JaWBa

.50,, (4.13)

Pro vzájemnou porovnatelnost lomové houževnatosti je možno kritickou hodnotu JC vyjádřit

jako faktor intenzity napětí KJC pomocí vztahu

C2JC J1

EK

(4.14)

4.3.4 Stanovení lomové houževnatosti δ0,2 a J0,2 zkoušením více těles

Cílem zkoušek je stanovení závislosti δ – Δa a/nebo J – Δa na sérii nejméně 6

zkušebních těles stejných rozměrů a s přibližně stejnou délkou počáteční únavové trhliny.

Přírůstek délky trhliny se změří na lomové ploše porušeného zkušebního tělesa a odpovídající



75

hodnoty δ a J se stanoví výpočtem. Jednotlivá zkušební tělesa se zatíží na různé hodnoty

přemístění síly f1, f2, f3…..,fn tak, aby vznikly různé přírůstky délky trhliny Δan (viz obr. 4.27).

Obr. 4.27 Závislosti síla F – posunutí síly f pro stanovení přírůstků délky trhliny Δa.

Zkušební těleso se po dosažení zvoleného posunutí síly odlehčí a přírůstek trhliny se

zviditelní zabarvením zkušebního tělesa v peci při cca 300°C (viz obr. 4.28). Zkušební těleso

se dolomí tak, aby nedošlo k nadměrné deformaci lomových ploch (např. v tekutém dusíku) a

na lomových plochách se změří přírůstky trhliny Δa.

Obr. 4.28 Stabilní růst trhliny zvýrazněný zabarvením zkušebního tělesa po jeho odlehčení

v peci při 300°C a po porušení v kapalném dusíku.

Přírůstek trhliny se změří na 9 stejně vzdálených místech přes tloušťku tělesa. Přesnost

měření musí být 0,05 mm. Délka přírůstku délky trhliny Δa se vypočte ze vztahu



76

8

2

91

28

1n

aaa

a (4.15)

Hodnota δ korigovaná na přírůstek délky trhliny se vypočte z rovnice (4.5) dosazením (a +

Δai) místo a. Hodnota J integrálu korigovaná na nárůst délky trhliny se vypočte z rovnice

o

i

oaW

aXJJ

1.75,01 (4.16)

Kde J0 je hodnota J pro Δa = 0 a součinitel Xi je závislý na typu tělesa (viz kap. 4.3.3.2).

Pro závislost δ – Δa musí být δ ≤ δmax, Δa ≤ Δamax, kde

30

1.)(,min

maxaWB (4.17)

)(1,0max aWa (4.18)

Pro závislost J – Δa musí být J ≤ Jmax a Δa ≤ Δamax, kde

30

.)(,min2,0

max

mpRR

aWBJ

(4.19)

)(06,0max o

aWa (4.20)

Podmínky pro platnost δ, J Δa jsou schematicky vyznačeny na obr. 4.29.

0br. 4.29 Vymezení platnosti hodnot pro stanovení závislostí δ – Δa a J – Δa



77

Hodnoty přírůstků délky trhliny pro jednotlivá zkušební tělesa mají být rovnoměrně rozdělené

v rozmezí 0 až Δamax. Alespoň jedna hodnota Δa musí ležet v první a poslední čtvrtině Δamax.

Platnými hodnotami se metodou nejmenších čtverců proloží křivky

mCaC )(21

(4.21)

nCaCJ )(43

(4.22)

Hodnoty δ a J odpovídající Δa = 0,2 mm se značí δ0,2 a J0,2. Pro stanovení konstant C1, C2, C3,

C4, m, n je možno použít vztahů

mCC )2,0(212,0

(4.23)

nCCJ )2,0(432,0

(4.24)

Charakteristikou J0,2 je možné vyjádřit lomovou houževnatost při nárůstu trhliny Δa = 0,2 mm

vztahem

2

2,0

2,01

.

JEK (4.25)

4.3.5 Stanovení referenční teploty T0

Referenční teplota T0 je teplota, pro kterou je medián KJC(med) Weibullova tříparametrického

rozdělení lomové houževnatosti, stanovený na zkušebních tělesech o tloušťce 25,4 mm, roven

hodnotě KJC(med)= 100 MPa.m1/2

. Teplota T0 charakterizuje lomovou houževnatost uhlíkových

a nízkolegovaných ocelí s rozsahem meze kluzu od 275 do 825 MPa a svarových kovů těchto

ocelí. Zkušební postup pro stanovení teploty T0 je popsán v normě ASTM E1921 – 10

Standard test Method for Determination of reference Temperature, T0, for Ferritic Steels in

the Transition Range. Odhad referenční teploty T0 lze provést na základě výsledků rázových

zkoušek v ohybu stanovením teploty, pro kterou je hodnota nárazové práce, stanovená na

zkušebních tělesech Charpy V, rovna KV = 28 J. Odhad teploty T0 je možné provést dle

vztahu

CTTCVNestimateo

)( (4.26)

kde konstanta C je funkcí tvaru a velikosti zkušebních těles, která jsou používána pro

stanovení lomové houževnatosti. Pro zkušební těleso CT o tloušťce 25mm je C = -18°C, pro

zkušební těleso Charpy s únavovou trhlinou je C = -50°C.

Pro výpočet mediánu lomové houževnatosti je nezbytné získat při zvolené zkušební

teplotě minimálně 6 platných hodnot KJC, splňujících podmínku



78

2/1

2,0, 30/.. opJC bREK (4.27)

Pro oceli s kubickou prostorově centrovanou mřížkou s mezí kluzu od 275 do 825 MPa je

možno rozdělení lomové houževnatosti popsat vztahem

b

o

JC

fKK

KKP

min

minexp1 (4.28)

Přičemž Kmin. = 20 MPa.m1/2

a b = 4.

Z toho plyne, že KJC = K0 pro Pf = 1 – e-1

= 0,63212. K0 je tedy přibližně 63% kvantilem

daného rozdělení. Parametr K0 je závislý na teplotě

.min

4/1

1

4

min)( / KNKKKN

i

iJco

(4.29)

Medián KJC(med) se pak vypočte z rovnice

minmin

4/1

)( )2ln( KKKK omedJc (4.30)

Referenční teplotu T0 pak vypočteme z rovnice

70

30ln

019,0

1 )(medJC

o

KTT (4.31)

Pro případy, kdy použitá zkušební tělesa pro stanovení referenční teploty T0 mají jinou

tloušťku než 25,4 mm, využívá citovaný standard korekci velikosti zkušebního tělesa

odvozenou na základě teorie nejslabšího článku ve tvaru

4/1

min)(min)(

x

o

oJCXJCB

BKKKK (4.32)

kde Kmin = 20 MPa.m1/2

Teplotní závislost lomové houževnatosti sestrojená na základě znalosti referenční teploty T0

se nazývá MASTER křivka. Pro Pf = 0,50 je popsána rovnicí

omedJc TTK (019.0exp7030)( (4.33)



79

Pro Pf = 0,63 pak platí

oTTK (019.0exp77310 (4.34)

Pro obecnou pravděpodobnost Pf potom platí

4/1

01

1ln019,0exp771120

f

JcP

TTK (4.35)

Pro vybrané pravděpodobnosti pak dostaneme

0019,0exp64,3623,2505,0 TTKP Jcf (4.36)

0019,0exp25,7004,305,0 TTKP Jcf (4.37)

0019,0exp3,10147,3495,0 TTKP Jcf (4.38)



Nestabilní lom, křehký lom.

Tranzitní teplota.

FATT.

Zkouška DWT, DWTT.

Compact test specimen, Bend test specimen.

Stabilní růst trhliny.

Referenční teplota T0

Křivka životnosti εat - Nf.

MASTER KŘIVKA.



80

Otázky

1) Na čem je závislá houževnatost materiálu?

2) V čem se liší filozofie tranzitní teploty od filozofie založené na lomové

mechanice?

3) Jaké stádium lomu hodnotí zkouška DWT?

4) Jak je připraven vrub do zkušebního tělesa pro zkoušku DWTT?

5) Jakými parametry je vyjadřována lomová houževnatost v tranzitní oblasti?

6) Co je to R – křivka?

7) Jak je definována referenční teplota T0?

Úloha k řešení

Na zkušebních tělesech C(T) o tloušťce B = 91,6 mm bylo stanoveno při teplotě

-75°C šest platných hodnot lomové houževnatosti KJC (59,1 MPa.m1/2

, 68,3

MPa.m1/2

, 77,9 MPa.m1/2

, 97,9 MPa.m1/2

, 100,9 MPa.m1/2

, 112,4 MPa.m1/2

).

Vypočtěte referenční teplotu T0. (T0 = -85°C)


[1] KANDER, Ladislav: Hodnocení lomového chování konstrukčních ocelí a

jejich svarových spojů pomocí zkušebních těles Charpy s únavovou trhlinou.

Disertační práce, VŠB – TU Ostrava, Fakulta strojní, Katedra mechanické

technologie, Ostrava 2000.

[2] ČSN ISO 148-1 (420381) Kovové materiály - Zkouška rázem v ohybu

metodou Charpy - Část 1: Zkušební metoda.

[3] ČSN 420382 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za snížených teplot.

[4] ČSN 420383 Zkoušení kovů. Zkouška rázem v ohybu za zvýšených teplot.

[5] ČSN 420349 Stanovení teploty nulové houževnatosti konstrukčních ocelí.

[6] ČSN EN 10274 Kovové materiály – Zkouška padajícím závažím. ČNI, únor

2001.

[7] KUČERA, Josef: Stručný úvod do mechaniky lomu. Část I. VŠB – TU



81

Ostrava, Fakulta strojní, 1997, ISBN 80-7078-218-8.

[8] ČSN 42 0340 Zkouška rázem v ohybu velkých těles.

[9] ASTM E 604 – 83 Standard Test Method for Dynamic Tear Testing of

Metallic Materials. 2010 Annual Book of ASTM Standards. Section three.

Metals Test Methods and Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals –

Mechanical Testing; Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p.

643.

[10] KUČERA, Josef: Úvod do mechaniky lomu. Nestabilní lom ocelových těles

při statickém a dynamickém zatížení. VŠB – TU Ostrava, 2006, ISBN 80-

248-1268 -1.

[11] HOLZMANN, M., DLOUHÝ, I., VLACH, B., KRUMPOS, J.: Int. J.

Pressure Vessels and Piping, 68, 1996, p. 11.

[12] ČSN EN ISO 12737 (420348) Kovové materiály – Stanovení lomové

houževnatosti při rovinné deformaci. ÚNMZ, duben 2011.

[13] ČSN 420347 Lomová húževnatosť kovov při statickom zaťažení.

Vydavatelství norem Praha, červen 1990.

[14] ISO 12135 Metallic materials – Unified method of test for the determination

of quasistatic fracture toughness. Reference number ISO 12135:2002(E).

[15] ASTM E1921 – 10 Standard test Method for Determination of reference

Temperature, T0, for Ferritic Steels in the Transition Range. 2010 Annual

Book of ASTM Standards. Section three. Metals Test Methods and

Analytical Procedures, Volume 03.01 Metals – Mechanical Testing;

Elevated and Low temperature Tests; Metallography, p. 1195.

[16] Mc CABE, Donald, MERKLE, John,G., WALLIN Kim: An Introduction to

the Development and Use of the MASTER CURVE METHOD. ASTM

Stock Number: MNL 52. Printed in Lancaster, PA, USA, May 2005, ISBN

0-8031-3368-5.



82

5. Postupy pro stanovení charakteristik tečení kovových materiálů



Definovat pojem tečení (creep).

Vyjmenovat faktory, které ovlivňují uplatnění tečení materiálu.

Objasnit pojem mezní teplota Tg.

Popsat křivku tečení ε – t.

Vyjmenovat základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení.

Popsat rozdělení zkoušek tečení.

Popsat metody extrapolace výsledků zkoušek tečení.

Výklad

5.1 Definice pojmu tečení (creep)

Odezvu materiálu na aplikované vnější zatížení lze z pohledu deformace rozdělit na tři

základní typy:

1) elastická deformace – vratná, časově nezávislá. Závisí pouze na napětí a teplotě, neboť

na teplotě závisí modul pružnosti,

2) anelastická deformace – vratná, časově závislá,

3) plastická deformace – nevratná složka deformace časově nezávislá a/nebo časově

závislá (tečení -creep).

Až na parní kotle (19. století) byla všechna energetická a chemická zařízení pracující při

statickém zatížení za zvýšených teplot vyvinuta ve 20. století. Všechna tato zařízení pracují

při teplotách, při kterých musí být brána do úvahy časově závislá deformace a s ní související

lomové procesy.

Pod pojmem tečení (creep) rozumíme pomalou plastickou deformaci materiálu

uskutečňující se při zvýšené teplotě za působení vnějšího zatížení v závislosti na čase.



83

Obecně závisí odezva zařízení pracujícího za zvýšených teplot a možnost uplatnění tečení na:

úrovni zatížení,

teplotě,

chemickém složení materiálu,

struktuře materiálu.

5.2 Mezní teplota Tg

V oblasti teplot, ve které dochází k uplatnění tečení jsou hodnoty meze pevnosti při

tečení vždy nižší než mez kluzu materiálu. (viz obr. 5.1).

Obr. 5.1 Postup pro stanovení Mezní teploty Tg

„Mezní teplota“ Tg je teplota, nad kterou je třeba při návrhu konstrukce uvažovat s

uplatněním tečení (creepu) jako s jedním z hlavních degradačních mechanismů. Je definována

jako průsečík teplotní závislosti meze kluzu Re (Rp,0,2) stanovované zkouškou tahem a teplotní

závislostí meze pevnosti při tečení RmT/t/T (viz obr. 5.1). RmT/t/T je statické tahové napětí

vedoucí k porušení po době t na teplotě T, a je stanovováno zkouškami tečení do porušení. Při

pracovní teplotě T < Tg jsou meze pevnosti při tečení významně vyšší než mez kluzu a při

návrhu konstrukce není tento degradační mechanismus třeba brát do úvahy. Pro stanovení

dovoleného namáhání se proto používá statická mez kluzu (pro nízkolegované oceli T<cca



84

450°C). Při pracovní teplotě T ≥ Tg procesy tečení probíhají a pro stanovení dovoleného

namáhání se používá pevnost při tečení RmT/t/T nebo mez tečení Rε/t/T. Poměr pracovní teploty

T a teploty tavení Tt v K je znám pod názvem homologická teplota.

5.3 Křivka tečení ε – t

Křivka tečení vyjadřuje závislost deformace na čase při konstantní teplotě a úrovni

tahového napětí. Na křivce vysokoteplotního tečení (T ≈ 0,4. Tt a výše pro oceli a T ≈ 0,8. Tt

pro niklové slitiny) jsou rozlišována tři časová stádia (viz obr. 5.2)

Obr. 5.2 Schematické znázornění třech časových stádií na křivce vysokoteplotního tečení

V prvém stádiu, označovaném jako primární (tranzitní) tečení, klesá rychlost tečení

s časem, neboť deformační zpevňování je výraznější než odpevňování. Při teplotách T ≤ 0,3

Tt kde Tt značí teplotu tavení, je primární tečení jedinou deformační odezvou materiálu.

Někdy je označováno jako logaritmické tečení a uskutečňuje se i za nepřítomnosti tepelné

aktivace.

Druhé stádium je charakteristické lineární závislostí mezi deformací a časem a nazývá

se sekundární tečení. K tomuto typu tečení dochází jen při dostatečně vysokých teplotách (T ≥

0,4.Tt), při kterých je proces zotavení schopen kompenzovat účinky deformačního zpevnění.

Tento typ tečení má největší význam z praktického hlediska. Při napětích podstatně nižších



85

než mez kluzu představuje podstatnou část celkové životnosti součástí pracujících za

zvýšených teplot. Je-li aplikované napětí naopak vysoké, zkracuje se sekundární tečení až do

inflexního bodu mezi primárním a terciárním tečením.

Třetí stádium, označované jako terciární tečení, je charakteristické prudkým nárůstem

deformační rychlosti až do vzniku lomu. Lomy jsou iniciovány jak dutiny (kavity) na

hranicích zrn což má za následek interkrystalický charakter lomu (viz obr. 5.3)

Obr. 5.3 Příklad creepového kavitačního poškození

5.4 Základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení

Mezi základní charakteristiky odolnosti materiálu proti tečení patří:

1) Rychlost sekundárního creepu t

s

- rychlost tečení v sekundárním stádiu (stádium

ustáleného tečení).

2) Mez pevnosti při tečení RmT/t/T – tahové napětí, které způsobí při zvolené teplotě po

určité předem stanovené době lom.

3) Mez tečení Rε/t/T – napětí, které při zvolené teplotě vyvolá za určitou, předem

stanovenou dobu, deformaci určité velikosti. Obvykle se vyznačuje mez tečení pro ε =

0,2% (při konstrukci turbín), nebo ε = 1,0 % (při konstrukci kotlů). Výpočtová doba

obvyklá pro vysokotlaké kotle a turbíny činí 2,25.105 hodin, pro letecké motory do

2.104 hodin.



86

Jako pomocné charakteristiky, které určují dlouhodobou plasticitu materiálu, se při

zkouškách tečení stanovují také lomová tažnost Ar [%], resp. lomová kontrakce Z [%].

5.5 Zkoušky tečení kovových materiálů jednoosým tahem

Pro provádění zkoušek tečení je obecně stanoveno schéma, které uvádí, že je zapotřebí

provést zkoušky při 2 až 4 úrovních teploty, odstupňovaných po 25 až 50˚C, a při několika

hodnotách napětí pro každou zvolenou teplotu, přičemž je žádoucí, aby zvolená zkušební

napětí byla rovnoměrně rozdělena do oblasti nízkých a vysokých hodnot. Nejkratší doba do

lomu by přitom neměla být kratší než asi 200 hodin a naopak nejdelší čas do porušení

zkušebního tělesa musí dosáhnout nejméně 1/3 plánované životnosti materiálu (často je tato

podmínka uváděna jako extrapolační poměr = 3). Stanovena je i nejvyšší hodnota teploty

zkoušení, která by oproti předpokládané pracovní teplotě neměla být vyšší než o 50˚C.

Zkoušky tečení kovových materiálů jsou prováděny dle ČSN EN ISO 204 Kovové

materiály – Zkoušení tečení jednoosým tahem – Zkušební metoda. Zkouška spočívá v ohřevu

zkušebního tělesa na jmenovitou teplotu a jeho deformování konstantním tahovým zatížením

nebo konstantním tahovým napětím aplikovaným ve směru podélné osy po jistý časový úsek

nebo do lomu. Zkoušky tečení dělíme na:

1) Zkoušky s měřenou deformací, které umožňují stanovit rychlost sekundárního tečení a

meze tečení Rε/t/T v závislosti na napětí a teplotě z křivek tečení ε – t stanovených

pomocí

kontinuálního měření deformace v čase, které umožňuje sestrojit celou křivku

tečení

přerušovaných zkoušek, kdy jsou v pravidelných intervalech zkušební tělesa

odtížena a deformace vyvolaná tečením je změřena zpravidla pomocí důlčíků

na měrné části zkušebního tělesa.

Na obr. 5.4 – 5.6 jsou uvedeny křivky tečení oceli P22 (10CrMo9-10) stanovené při teplotách

575°C, 600°C a 625°C kontinuálním měřením deformace v čase na zkušebních tělesech

s břitem (viz kap. 5.5.1) o měrné délce 100 mm.



87

Obr. 5.4 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 575°C při napětích 160 MPa a 180 MPa

Obr. 5.5 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 600°C při napětích 120 MPa a 140 MPa



88

Obr. 5.6 Křivky tečení oceli P22 stanovené při 625°C při σ = 80 MPa, 90 MPa a 100 MPa

Na obr. 5.7 jsou pak uvedeny závislosti rychlosti sekundárního tečení na napětí pro výše

uvedené teploty v log – log souřadnicích, které byly stanoveny z naměřených křivek tečení.

Obr. 5.7 Závislosti rychlosti sekundárního creepu na napětí pro ocel P22 při teplotách 575°C,

600°C a 625°C.

2) Zkoušky do lomu při konstantním zatížení pro stanovení meze pevnosti při tečení

RmT/t/T. Hodnoty pevnosti při tečení se stanovují zpravidla na základě krátkodobých



89

zkoušek tečení (viz obr. 5.8) a následné interpolace nebo extrapolace výsledků pro

výpočtové doby. Prodlužování doby zkoušek garantuje větší jistotu a přesnost

extrapolace výsledků zkoušek tečení a umožňuje verifikaci metod používaných pro

přenos výsledků z krátkodobých zkoušek. Závazným požadavkem pro věrohodnou

extrapolaci výsledků zkoušek tečení uvedeným v normě ISO 6303 (a také

v materiálových normách žárupevných ocelí) je dosažení alespoň 30% doby do lomu,

na kterou jsou výsledky extrapolovány (tedy právě 30 000 hodin pro extrapolaci na

100 000 hodin).

St 35.8

10

100

1000

10000

100000

10 100 1000

Napětí (MPa)

Ča

s d

o lo

mu

(h

)

450°C

475°C

500°C

525°C

Obr. 5.8 Závislosti čas do lomu – napětí stanovené pro ocel St 35.8 pro čtyři teploty

5.5.1 Tvar a rozměry zkušebních těles

Pro zkoušky tečení jsou nejčastěji používána

1) hladká válcová zkušební tělesa s osazením (viz obr. 5.9, 5.10)

2) hladká válcová zkušební tělesa s břity (viz obr. 5.11)

o jmenovitém průměru 3 < D ≤ 30 mm. Pro počáteční měrnou délku L0 (délka mezi značkami

měřené délky na zkušebním tělese měřená za okolní teploty před zkouškou) zpravidla platí L0



90

> 5D. Lc je zkoušená délka (délka rovnoběžné části zúženého průřezu zkušebního tělesa). Ve

zvláštních případech může být průřez zkušebního tělesa čtvercový nebo obdélníkový či jiného

tvaru.

Obr. 5.9 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou uvnitř zkoušené délky

Obr. 5.10 Zkušební těleso s osazením a měřenou délkou mimo zkoušenou délku

Obr. 5.11 Zkušební těleso s malými břity



91

5.6 Metody extrapolace výsledků zkoušek tečení

V případě navrhování energetických a chemických zařízení, případně konstrukcí, jejichž

součásti jsou během provozu vystaveny působení vysokých teplot a zároveň i zatížení, a musí

být tedy uvažováno tečení (creep) jako jeden z dominantních degradačních mechanizmů, je

nezbytné znát dlouhodobé charakteristiky tečení. V případě součástí zařízení

s předpokládanou životností okolo 200 000 provozních hodin (typická projektová životnost

kotlů na fosilní paliva) je však nutné pro získání charakteristik tečení použít výsledky

zkrácených zkoušek tečení, neboť provádění dlouhodobých zkoušek je časově velmi náročné,

a tudíž velmi nákladné. Stále je ale nutné dbát na to, že pro spolehlivé stanovení meze

pevnosti při tečení pro 200 000 hodin je nutné, aby nejdelší doba do lomu ukončené zkoušky

při dané teplotě dosahovala nejméně 70 000 hodin (cca. 8 let). Tato podmínka je nezbytná při

vývoji nových materiálů a stanovení jejich odolnosti proti tečení. V praxi se u materiálů již

zavedených v příslušných materiálových normách nejčastěji provádí zkoušky tečení

v rozmezí od 1 000 do 30 000 hodin, u kterých se následně pomocí různých extrapolačních

metod získávají dlouhodobé charakteristiky tečení za 105 hodin. Srovnáním takto získaných

hodnot meze pevnosti při tečení s materiálovými daty je možné posoudit, do jaké míry

zkoušený materiál vyhovuje nebo nevyhovuje své specifikaci. Nejpoužívanější metody

extrapolace výsledků zkoušek tečení se dělí do dvou základních skupin, a to na :

metody grafické

metody parametrické

5.6.1 Grafická metoda extrapolace výsledků zkoušek tečení

Metody grafické jsou obecně považovány za snadnější než metody parametrické. Své využití

dále nacházejí například při hodnocení zbytkové životnosti materiálu po exploataci. Základní

princip grafických metod extrapolace výsledků lze shrnout do tří základních bodů:

sestavení bodového grafu, nejčastěji v bi-logaritmickém (log σ – log t) nebo

v semilogaritmickém systému (σ – log t),

vynesení izoterm RmT/t/T = f(T) nebo Rε/t/T = f(T), nebo tr = f(T) v rozmezí získaných

výsledků, kde tr je doba do lomu,



92

prodloužení izoterm extrapolací na požadovanou dobu provozu (např. 2·105 h) a

odečtení extrapolovaných vlastností, případě na zvolenou pracovní teplotu, což je

postup, který se využívá nejčastěji při stanovení zbytkové životnosti.

Jako největší problém při užívání grafických metod pro extrapolaci se jeví nedostatky

vyplývající z použitého souřadnicového systému, a s tím související rozpětí doby trvání

zkoušek. Provádí-li se zkoušky do lomu v širokém rozmezí napětí, dochází k tomu, že sklon

přímky proložené experimentálními body závislosti σ – tr v semilogaritmických nebo v bi-

logaritmických souřadnicích nemusí být konstantní a celá přímka je tak rozdělena do několika

oddílů s různým sklonem. Každá změna sklonu pak odpovídá přechodu od jednoho

deformačního mechanismu tečení k druhému. Závislost napětí – doba do lomu tr je pak

v obecném vyjádření určena křivkou, která se ohýbá směrem k nižším napětím (kratším

dobám do lomu) a při vyhodnocování zkoušek tečení tak může docházet k nebezpečnému

nadhodnocování výsledků (viz obr. 5.12). Na tomto obrázku je ukázáno, jak na základě

krátkodobých výsledků zkoušek tečení (omezených zde na 30 000 hodin, extrapolace je

vyznačena tečkovanými čarami) dojde k nadhodnocení skutečné meze pevnosti při tečení

v případě, že materiál vykazuje v daném teplotně-časovém intervalu změnu deformačního

mechanizmu tečení.

Opačný problém se bude projevovat při vyhodnocování zkoušek do lomu

v semilogaritmických souřadnicích σ – log t, kdy rovnice přímky má tvar:

. (5.1)



93

Obr. 5.12 Nadhodnocení pevnosti při tečení při extrapolaci výsledků

Tato závislost je pak určena křivkou, která se přiklání k vyšším hodnotám napětí a výsledky

extrapolace mohou být tak značně podhodnoceny. Obecně platí, že nejsou-li zkoušky

dostatečně dlouhé, nemůžeme přesně určit, která ze soustav je pro extrapolaci vhodnější,

avšak platí, že za nižších teplot je vhodnější používat znázornění v bi-logaritmické soustavě

log σ – log t a za vyšších teplot (v oblasti zotavení) je vhodnější použít soustavu

v semilogaritmických souřadnicích.

5.6.2 Parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení

Podstatou extrapolace pomocí parametrických metod je použití dat z relativně

krátkodobých zkoušek tečení, které jsou zpravidla prováděny při vyšších teplotách, než je

teplota provozní. V takovém případě je totiž mnohem pravděpodobnější, že se bude jak při

zkoušce, tak i v provozních podmínkách uplatňovat stejný fyzikální mechanizmus tečení. Dvě

základní proměnné zkoušek tečení – teplotu a dobu – tak převádíme pouze na jeden parametr,

který je funkcí aplikovaného napětí.



94

Mezi existujícími rovnicemi a korelačními parametry lze jako nejznámější a nejpoužívanější

uvést:

metody, které jsou založeny na Arrheniově rovnici:

- Larson–Millerova (L-M),

- Sherby–Dornova (S-D),

- Manson–Haferdova (M-H),

- Seifertova.

metody, které jsou založeny na empirických rovnicích:

- SVÚM.

5.6.2.1 Larson–Millerova (L-M) parametrická metoda

Pro odvození parametrického vztahu navrženého Larson–Millerem se jako základ

užívá Arrheniova rovnice, která vyjadřuje rychlost tečení jako funkci napětí a určuje ji jako

časovou změnu tepelně aktivovaných procesů výrazem ve tvaru:

)(

.

.)( RT

Q

eAdt

df

(5.2)

kde: A je konstanta,

Q je aktivační energie,

R je univerzální plynová konstanta (8,314 J.mol-1.K

-1),

T je teplota v K.

Předpokládáme-li pro zjednodušení, že skutečná rychlost tečení během celé zkoušky bude

neustále konstantní, potom platí:

tdt

d

.

(5.3)

kde: ε je velikost trvalé deformace na konci zkoušky,

t je čas do lomu.

Původní Arrheniova rovnice (5.2) tak přejde do tvaru:



95

)(

.1

RT

Q

eA

t

(5.4)

Označíme-li = C, pak po zlogaritmování a úpravě rovnice (5.4) vychází:

LMr

PtCTR

Q )log(

3,2 (5.5)

kde: PLM – Larson–Millerův parametr korelace

C – materiálová konstanta bez fyzikálního významu.

Přesnost dosažených výsledků výrazně závisí na hodnotě konstanty C, u které se v modelu

předpokládá, že je nezávislá na napětí, teplotě a možná i na materiálu. V praxi však bylo

pozorováno, že v oblasti vysokých napětí nabývá konstanta C hodnot vyšších a naopak

v oblasti nízkých napětí je konstanta C také nižší.

Nesprávnou volbou velikosti konstanty C může být dosaženo chyb od ± 10 až ± 40%.

Hodnotu konstanty C můžeme interpretovat jako extrapolovaný průsečík v závislosti log tr-

1/T (viz obr.5.13). U L-M parametrické metody se izonapěťové přímky protínají při

hodnotách 1/T=0 a log tr = - C.

Obr. 5.13 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Larson-Millerově modelu



96

Parametrický vztah navržený Larson–Millerem je zpravidla vyjádřen jako lineární funkce log

σ, při které rovnice (5) přechází do tvaru:

log.)log(10

aatCT (5.6)

Od používání této lineární regresní rovnice se však upustilo z důvodu, že v širokém rozpětí

napětí neexistuje lineární závislost log t na log σ a z toho plyne, že ani závislost L-M

parametru na log σ není lineární. Nejčastěji se proto v současnosti užívá polynomická L-M

rovnice 2. nebo 3. řádu, kde závislost L-M parametru na log σ je vyjádřena polynomicky a

např. pro L-M rovnici 3. řádu nabývá tvaru:

3

3

2

210log.log.log.)log( aaaatCT (5.7)

5.6.2.2 Sherby-Dornova (S-D) parametrická metoda

Při tomto přístupu je tečení považováno za tepelně aktivovaný proces, jehož základem je

stejně jako u L-M parametru Arrheniův vztah. Jestliže je tečení tepelně aktivovaným jevem,

pak změna teploty za jinak stejných podmínek musí mít vliv na rychlost tečení. S-D kritérium

vychází z parametru

RT

Q

et

. (5.8)

na jehož základě lze říci, že hodnota deformace ε v případě konstantního napětí je

jednoznačně určena funkcí veličiny, kterou lze označit:

RT

Q

et

. (5.9)

a která je funkcí teploty a času. Určité hodnotě creepové deformace při daném napětí,

vyjádřené pomocí funkce θi, pak odpovídají dvě různé teploty a časy, pokud mezi těmito

dvojicemi platí vztah ve tvaru:

nRT

Q

n

RT

Q

ietet

....... 1

1 (5.10)



97

Následným zlogaritmováním rovnice (5.10), při uvažování podmínky lomu θ=θr a času t=tr,

dostaneme S-D parametrickou rovnici ve tvaru:

RTQtPrrDS

/loglog

(5.11)

kde: PS-D – Sherby-Dornův parametr.

Parametr Sherbyho a Dorna má sice stejný teoretický základ jako parametr Larson-Millerův,

ale v každém případě se vychází z jiných předpokladů, kterými je dosaženo odlišných rovnic.

Hlavním rozdílem u obou parametrů je především závislost aktivační energie na napětí. U L-

M parametru předpokládáme závislost aktivační energie na napětí, zatímco u S-D parametru

nikoliv. Aktivační energie je tak směrnicí závislosti log tr na 1/T (viz obr. 5.14).

Obr. 5.14 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Sherby-Dornově modelu

5.6.2.3 Manson–Haferdova (M-H) parametrická metoda

Manson–Haferdem navržený parametrický vztah se zakládá čistě na empirických poznatcích,

kdy byly zkoušky tečení prováděny při konstantním zatížení a proměnlivé teplotě. Při svých

pozorováních odhalili odchylky vznikající při použití L-M parametrické rovnice, které, jak se

domnívali, vznikají v důsledku nelineární závislosti log tr na 1/T. M-H parametr je proto

založen na empirickém poznatku, že závislost log tr na 1/T je pro řadu případů možné nahradit



98

závislostí log tr na T a pro konstantní napětí tvoří přímku. Přímky odpovídající různým

napětím konvergují okolo jednoho bodu, který má souřadnice [Ta, log ta] (viz obr. 5.15). M-

H parametr je pro danou hodnotu napětí dán jako převrácená hodnota směrnice dané přímky

ve tvaru:

a

ar

HMTT

ttP

loglog (5.12)

kde: PM-H - Manson-Haferdův parametr,

log ta, Ta – materiálové charakteristiky.

Obr. 5.15 Vztah mezi teplotou, napětím a dobou do lomu v Manson-Haferdově modelu

5.6.2.4 Seifertova metoda

Další často užívanou parametrickou metodu představuje rovnice Seifertova. Ta vyjadřuje

aplikované napětí (mez pevnosti při tečení) jako kvadratickou funkci teplotně-časového

parametru P ve tvaru:

2

210log PAPAA (5.13)

kde: σ – aplikované napětí (mez pevnosti při tečení),



99

A0,1,2 – konstanty,

P – teplotně-časový parametr, který je pro tuto rovnici definován vztahem:

410).log( rtCTP (5.14)

5.6.2.5 Rovnice SVÚM

Rovněž v podmínkách České republiky často užívanou rovnicí pro extrapolaci

výsledků zkoušek tečení je rovnice, která byla vyvinuta v dřívějším Státním výzkumném

ústavu materiálu (SVÚM), jejíž konstanty byly v minulosti pro některé nejpoužívanější čs.

žárupevné oceli uvedeny také přímo v materiálových normách. Tato parametrická rovnice, na

rozdíl od předchozích, nevychází z fyzikálních modelů, tedy Arrheniovy rovnice, nýbrž je

založena čistě na rovnicích empirických, které vyjadřují závislost doby do lomu na

aplikovaném napětí a teplotě funkcemi ve tvaru:

)(.)().()(.)log(4321

gAgTfATfAAt , (5.15)

s

ATTf

11log)( (5.16)

)..(sinhlog)(6

ATq (5.17)

kde: T je teplota,

61A jsou konstanty.

Je pochopitelné, že pro výpočet takto složitých soustav rovnic s více proměnnými, které navíc

nejsou lineárně závislé, je nezbytné využívat výpočetní techniku.



100

5.7 Praktické příklady vyhodnocení výsledků zkoušek tečení pomocí

parametrických rovnic

Na obr. 5.16 až 5.19 jsou na příkladu jedné tavby oceli P 91 (X10CrMoVNbN 9-1)

ukázány výsledky zpracování zkoušek tečení pomocí jednotlivých parametrických rovnic.

Tato tavba byla zkoušena při teplotách 575, 600 a 625°C a celková doba zkoušení přesáhla

315 tisíc hodin. Datový soubor obsahoval také zkoušky s dobou do lomu i více než 40 000

hodin. U takto rozsáhlých souborů jsou výsledky odhadu meze pevnosti při tečení na

samotném postupu jejich extrapolace velmi málo závislé, jak je z uvedených obrázků patrné.

Většina programů zkoušek tečení je zaměřena hlavně na ověřování aktuální

žárupevnosti dané oceli daného výrobce, neboť dlouhodobá žárupevnost sice není a ani

nemůže být předmětem přejímacích zkoušek u dodavatele hutních výrobků, avšak v evropské

normě pro výrobu kotlů je pro součásti pracující v oblasti tečení uvedena podmínka, že

„…dodavatel materiálu musí poskytnout výrobci kotlů písemné prohlášení uvádějící, že

dodaný výrobek splňuje stanovené vlastnosti a že výrobní procesy jsou stejné jako u

použitých ocelí, u nichž byly získány výsledky zkoušek“.

10

100

1000

10 100 1000 10000 100000Čas, hod

Na

pě

tí, M

Pa

575°C

600°C

625°C

P91

tavba 0789

L - M 1. řádu

Obr. 5.16 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L-M rovnicí 1. řádu



101

10

100

1000

10 100 1000 10000 100000Čas, hod

Na

pě

tí, M

Pa 575°C

600°C

625°C

P91

tavba 0789

L - M 3. řádu

Obr. 5.17 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované L – M rovnicí 3. řádu

10

100

1000

10 100 1000 10000 100000Čas, hod

Na

pě

tí, M

Pa 575°C

600°C

625°C

P91

tavba 0789

Seifertova rovnice

Obr. 5. 18 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí Seiferta



102

10

100

1000

10 100 1000 10000 100000Čas, hod

Na

pě

tí, M

Pa 575°C

600°C

625°C

P91

tavba 0789

Rovnice SVÚM

Obr. 5. 19 Výsledky zkoušek tečení oceli P91 zpracované rovnicí SVÚM

Z charakteristik tečení jednotlivých ocelí jsou v materiálových normách uvedeny v tabelární

formě teplotně-časové závislosti středních hodnot meze tečení a meze pevnosti při tečení. Pro

konstrukční účely se pak pracuje s hodnotami minimálními, které představují 80% středních

hodnot. Tento přístup je vyvolán skutečností, že odolnost proti tečení dané značky oceli se

může lišit až o 20% v důsledku:

povoleného rozptylu chemického složení v rámci jedné značky oceli,

jiného obsahu doprovodných a stopových prvků a jiné mikročistoty oceli,

chemické heterogenity materiálu,

rozdílného způsobu výroby jak oceli, tak i výsledného hutního výrobku.

rozdílného tepelného zpracování, a tedy rozdílné mikrostruktury, která má na

žárupevnost velmi významný vliv,

chyb při stanovování žárupevnosti v creepových laboratořích,

rozdílných pracovních a zkušebních podmínek daného materiálu,

technologických a konstrukčních vlivů.

Charakteristiky tečení jednotlivých značek žárupevných ocelí a slitin jsou po harmonizaci

českých materiálových norem s normami EU uvedeny jak v materiálových, tak i ve

výrobkových normách, například:



103

ČSN EN 10302: Žáropevné oceli, niklové a kobaltové slitiny

ČSN EN 10028-2 Ploché výrobky z ocelí pro tlakové účely - Část 2: Nelegované a legované

oceli se stanovenými vlastnostmi pro vyšší teploty

ČSN EN 10216-2: Bezešvé ocelové trubky pro tlakové nádoby a zařízení - Technické dodací

podmínky - Část 2: Trubky z nelegovaných a legovaných ocelí se zaručenými vlastnostmi při

zvýšených teplotách

ČSN EN 10222-2: Ocelové výkovky pro tlakové nádoby a zařízení - Část 2: Feritické a

martenzitické oceli

V tab. 6.1 jsou hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH

uvedené v Příloze A normy ČSN EN 10216-2

Tab. 6.1 Hodnoty meze pevnosti při tečení pro oceli P235GH a P265GH

Označení oceli Teplota Hodnoty meze pevnosti při tečení v (MPa)a)b)c)d)

Značka Číselné

označení

°C 10 000 h 100 000 h 200 000 h 250 000 h

P235GH

P265GH

1.0345

1.0425

400 182 141 128 122

410 166 128 115 109

420 151 114 102 97

430 138 100 89 86

440 125 88 77 74

450 112 77 66 64

460 100 66 56 54

470 88 56 46 44

480 77 47 33 30

490 67 39 26 -

500 58 32 24 -



104

Shrnutí pojmů

Po prostudování kapitoly by vám měly být jasné následující pojmy:

Anelastická deformace.

Tečení materiálu (creep).

Mezní teplota Tg.

Křivka tečení.

Rychlost sekundárního tečení.

Mez pevnosti při tečení.

Mez tečení.

Homologická teplota.

Larson – Millerův parametr.

Sherby – Dornův parametr.

Otázky k probranému učivu

1) Co rozumíme pod pojmem tečení materiálu?

2) Co určuje mezní teplota Tg?

3) Jak je definována mez pevnosti při tečení?

4) Co to je homologická teplota?

5) Jaké znáte metody extrapolace výsledků zkoušek tečení?

6) Jaké znáte parametrické metody extrapolace výsledků zkoušek tečení?

7) Jak je vyjádřen Larson – Millerův parametr?



105

Úlohy k řešení

V tabulce jsou uvedeny výsledky zkoušek tečení oceli P22 při teplotách 525°C, 550°C, 575°C

a 600°C. Vyneste závislost napětí na Larson –Millerově parametru ve tvaru PL-M = (T + 273).

[CL-M + log(t)], CL-M = 20.

Číslo Teplota T Napětí σ Čas t Tažnost Kontrakce

zkoušky (°C) (MPa) (hod) (%) (%)

1 525 280 14 43,6 83,2

2 525 255 57 32,8 85,5

3 525 235 173 38,4 85,2

4 525 210 359 48,8 87,7

5 525 190 726 62,6 88,3

6 525 165 2602 45,6 85,9

7 525 145 5772 41,6 83,3

8 525 125 16072 35,6 78,3

9 525 115 30734 38,6 79,3

10 550 240 160 32,0 87,0

11 550 215 327 60,0 89,3

12 550 190 399 46,8 86,7

13 550 165 422 58,8 88,2

14 550 145 962 48,4 84,2

15 550 125 2834 42,8 87,7

16 550 105 11309 46,3 83,0

17 575 180 49 57,6 85,3

18 575 150 211 56,0 86,8

19 575 130 798 54,0 86,9

20 575 110 2065 48,8 83,6

21 575 90 6407 51,9 87,2

22 575 80 16491 41,8 78,0

23 575 75 19699 28,0 70,0

24 600 155 51 55,2 87,3

25 600 140 124 44,6 81,9

26 600 110 466 60,8 91,1

27 600 95 849 56,4 91,7

28 600 85 1398 56,4 91,7

29 600 65 4891 52,0 83,5

30 600 50 15633 56,3 92,5

31 600 40 21040 40,6 93,7



106


[1] HERNAS, A. – JONŠTA, Z. – TVRDÝ, M. – ČÍŽEK, L. – PURMENSKÝ,

J.: Žárupevné oceli a slitiny. Vydavateľstvo ZUSI – Žilina, ISBN 80-

968605-6-9.

[2] ČSN EN 12952-2 Vodotrubné kotle a pomocná zařízení – Část 2: Materiály

pro části kotlů a příslušenství namáhaných tlakem.

[3] ASM Handbook, Volume 8, Mechanical Testing and Evaluation.

[4] ČSN EN ISO 204 Kovové materiály – Zkoušení tečení jednoosým tahem –

Zkušební metoda. Úřad pro technickou normalizaci, metrologii a státní

zkušebnictví, říjen 2009.

[5] STRNADEL, B.: Řešené příklady a technické úlohy z materiálového

inženýrství. Ostravské tiskárny, a.s., 1998.



107

6. Hodnocení odolnosti konstrukčních ocelí vůči koroznímu praskání ve

vodním prostředí o teplotě 23 – 300°C.


Cíl: Po prostudování této kapitoly byste měli umět

Definovat pojem korozního praskání pod napětím.

Definovat faktory, které ovlivňují proces korozního praskání.

Popsat závislost rychlosti růstu korozní trhliny na faktoru intenzity napětí K.

Definovat prahovou hodnotu pro výskyt korozního praskání.

Definovat faktory ovlivňující proces korozního praskání ve vodních prostředích.

Popsat mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích.

Popsat postup pro hodnocení odolnosti vůči koroznímu praskání pod napětím.

Výklad

6.1. Úvod

U řady zařízení jaderné i klasické energetiky a konstrukcí vyrobených z vysoko-

pevných ocelí, vystavených v průběhu dlouhodobého provozu působení vodního prostředí,

bylo jako příčina výskytu trhlin o velikosti převyšující přípustné vady označeno korozní

praskání.

Pod pojmem korozní praskání rozumíme iniciaci a stabilní růst trhlin v důsledku

současného působení tahového napětí (od statického vnějšího zatížení resp. vlastních pnutí) a

korozního prostředí. K iniciaci a stabilnímu růstu trhliny v důsledku tohoto procesu však

dochází pouze tehdy, jestliže vlastnosti prostředí, stav napjatosti a vlastnosti materiálu

současně dosáhnou jisté kritické úrovně. V opačném případě nemusí k iniciaci a růstu trhliny

vůbec dojít.



108

Proces korozního praskání ve vodních prostředích je ovlivněn velkým množstvím

faktorů (viz obr. 6.1), které lze rozdělit do tří hlavních skupin:

1. faktory zahrnující vliv způsobu namáhání, především pak stav napjatosti v kritických

místech konstrukce,

2. podmínky exploatace (vlastnosti vodního prostředí, teplotní režim)

3. metalurgické faktory.

Obr. 6. 1 Faktory, jejichž současné působení je příčinou iniciace a stabilního růstu trhlin ve

vodních prostředích

Rostoucí nároky na provozní parametry, životnost a spolehlivost výše uvedených

konstrukcí a zařízení vedou jak ke změnám v práci konstruktérů a technologů, tak i

k rozšiřování požadavků kladených na konstrukční materiály. Podkritické vady přípustné

velikosti mohou vzniknout i jiným mechanismem, zpravidla během výroby, a jsou

v některých typech konstrukcí přítomny již při jejich uvádění do provozu. Etapa iniciace

trhliny může být v těchto případech potlačena, a nebo mizí úplně. Přítomnost vad typu trhlin

v provozované konstrukci tak vede k požadavku, aby nově vyvíjené konstrukční materiály

měly co nejlepší vlastnosti nejen ve fázi iniciace, ale i ve fázi stabilního růstu trhlin.

Studiu zákonitostí stabilního růstu trhlin je věnována značná pozornost od počátku 70.

let minulého století, kdy je zaváděna nová koncepce návrhu konstrukce, tzv. koncepce

„damage tolerance“, která připouští iniciaci a stabilní růst vad i v průběhu provozování



109

konstrukce. Stabilní růst vad typu trhlin lze popsat buď pomocí základního parametru lineární

lomové mechaniky - faktoru intenzity napětí K MPa.m1/2 a/nebo pomocí parametrů elasto-

plastické lomové mechaniky – rozevření špice trhliny [mm] resp. J-integrálu [N/mm].

Na obr. 6.2 je schematicky znázorněna závislost rychlosti růstu korozní trhliny na

faktoru intenzity napětí K v důsledku korozního praskání. Stabilní růst trhliny korozním

praskáním je charakteristický existencí prahové hodnoty KISCC. Celou závislost da/dt vs. K je

možno rozdělit na tři významně odlišná stádia. V prvém stádiu existuje velmi silná závislost

rychlosti růstu korozní trhliny na K. Ve druhém stádiu (po dosažení hodnoty Kp a jí

odpovídající rychlosti růstu trhliny (da/dt)p je rychlost růstu nezávislá a/nebo velmi slabě

závislá na úrovni K. Nezávislost rychlosti růstu trhliny na K svědčí o tom, že rychlost růstu je

v této oblasti řízena rychlostí elektrochemických reakcí, kinetikou transportu aniontů nebo

kationtů k čelu trhliny nebo dalšími faktory nemechanického původu.

Kp

KISCC

log K

pdt

da)(

log

(da/

dt)

K =

KIC

Obr. 6.2 Schematické znázornění kinetiky růstu trhliny za současného působení statického

namáhání a korozního prostředí.

Úroveň rychlosti (da/dt)p závisí na vlastnostech systému ocel/vodní prostředí. Ve třetím stádiu

vzrůstá opět rychlost korozní trhliny s K až do dosažení lomové houževnatosti KIC.

6.2 Mechanismy stabilního růstu trhlin ve vodních prostředích

Pro systém vodní prostředí/ocel jsou z literatury známy dvě základní příčiny:



110

1. vodíkové zkřehnutí mikroobjemu materiálu před čelem rostoucí trhliny,

2. anodické rozpouštění na čele rostoucí trhliny.

Oba mechanismy mohou působit současně, neboť atomární vodík je uvolňován

hydrolýzou iontů železa, tedy jako důsledek anodického rozpouštění na čele trhliny. O tom,

který z mechanismů se v daném konkrétním případě uplatní dominantním způsobem

rozhodují:

1. vlastnosti materiálu a to především jeho chemické složení, mikrostruktura a mez kluzu,

2. parametry určující vlastnosti vodního prostředí a to především teplota, korozní

potenciál, pH vody, vodivost, koncentrace aniontů.

6.2.1 Mechanismus vodíkového zkřehnutí

Pod pojmem vodíkové zkřehnutí rozumíme pokles plastických vlastností materiálu

způsobený přítomností vodíku. Na vodíkové zkřehnutí je možno pohlížet ze dvou zorných

úhlů:

1. Vnitřní vodíkové zkřehnutí bez přítomnosti korozního prostředí, které je způsobeno

vodíkem pohlceným v materiálu při výrobě, tepelném zpracování nebo různých

technologických operacích.

2. Vnější vodíkové zkřehnutí, které je vyvoláno atomárním vodíkem, který je ve styku

s povrchem kovu, nebo je na volném povrchu kovu uvolněn z okolního prostředí

obsahujícího ionty vodíku (např. H2O, H2S).

Stabilní růst trhlin, vyvolaný současným působením statického namáhání a vodního

prostředí, je řízen posloupností na sebe navazujících procesů, které jsou schematicky

znázorněny na obr. 6.3.

Mezi tyto dílčí procesy patří:

Transport korozního prostředí k čelu trhliny.

Elektrochemické reakce korozního prostředí s nově vytvořenými povrchy, které vedou

k uvolnění vodíku.

Absorbce vodíku na čele trhliny.

Transport vodíku do oblastí, ve kterých vyvolává zkřehnutí.



111

Interakce vodík-kov vedoucí ke zkřehnutí (snížení kohezní pevnosti hranic zrn,

ovlivnění pohyblivosti dislokací, atd.).

Výsledná rychlost růstu trhliny je potom řízena nejpomalejším z výše uvedených procesů.

H2O

Fe2+

+ H2O FeOH+ + H

+

H++ e H

H

H H

H

H

CKR

Fe |

H

|

Fe

3

ii

Obr. 6.3 Schematické znázornění procesů vedoucích k vodíkovému zkřehnutí při

stabilním růstu trhlin ve vodním prostředí.

Na obr. 6.4 jsou shrnuty výsledky měření rychlosti růstu korozní trhliny v režimu P=

konst. (korozní praskání) na faktoru intenzity napětí K v provzdušněné destilované vodě o

teplotě 30oC, 50

oC, 70

oC a 90

oC u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo. Získaná závislost je

charakteristická:

1. Výskytem prahové hodnoty KISCC, která je nezávislá na teplotě vody.

2. Výskytem dvou stádií, která se liší silou vazby rychlosti růstu trhliny na K.

V prvém stadiu, po dosažení prahové hodnoty KISCC, závisí rychlost růstu trhliny velmi

silně na K a nezávisí na teplotě destilované vody. Hodnota KISCC, vypočtená ze získaných

výsledků pro da/dt = 1.10-7

mm/s, je rovna KISCC = 13,5 MPa.m1/2

.



112

38MnSiCr2Ni2Mo

0,002%S; Rp0,2=1 610 MPa P=konst.

)(exp2

RT

QA

dt

ad

Q = 32 700 + 8 400 J/mol

K [MPa m1/2]

d2a/dt

[mm

/s]

Symbol T[°C]

30

50

70

90

Obr. 6.4 Vliv teploty vody v rozmezí 30 – 90oC na kinetiku růstu korozních trhlin v důsledku

korozního praskání u vysokopevné oceli 38MnSiCr2Ni2Mo s nízkým obsahem síry (0,002%)

a fosforu (0,006%).

Ve druhém stadiu je rychlost růstu trhliny závislá pouze na teplotě vody. Aktivační

energie řídícího procesu vypočtená z výsledků měření ve druhém stadiu je rovna Q = 32 700

8400 J/mol. Na základě porovnání aktivačních energií pro růst únavových trhlin a pro růst

trhlin v důsledku korozního praskání lze konstatovat, že stabilní růst trhlin je řízen, pro oba



113

způsoby zatěžování, jedním procesem. Vypočtené aktivační energie jsou v dobré shodě

s aktivační energií rozpustnosti vodíku v mřížce železa (Q = 28600 J/mol).

Fraktografický rozbor lomových ploch vytvořených stabilním růstem trhliny

v důsledku korozního praskání prokázal, že k stabilnímu růstu trhliny došlo výhradně

mezikrystalickou dekohezí původních austenitických zrn (viz obr. 6.5).

Obr. 6.5 Morfologie lomové plochy vytvořená stabilním růstem trhliny u vysokopevné oceli

38MnSiCr2Ni2Mo v důsledku korozního praskání ve vodě 70oC teplé.

6.2.2 Mechanismus anodického rozpouštění

Existuje řada literárních důkazů o tom, že stabilní růst trhliny v důsledku korozního

praskání ve vodním prostředí o teplotě vyšší než 250oC je jak u nízkolegovaných

bainitických ocelí, tak u austenitických nerezavějících ocelí především důsledkem uplatnění

mechanismu anodického rozpouštění.

Stabilní růst trhliny vyvolaný přítomností vodního prostředí a tahového napětí je

v tomto případě důsledkem periodického opakování procesu porušování oxidického filmu na

čele trhliny, anodického rozpouštění na čele trhliny a následné pasivace obnažených povrchů.

Vzrůst deformace na čele trhliny, potřebný pro porušení filmu oxidu může být vyvolán

monotónně rostoucím zatížením, resp. tečením (creep process) při konstantním zatížení.

Po porušení oxidického filmu je obnažené čelo trhliny vystaveno působení vodního

prostředí, jehož agresivita závisí na koncentraci aniontů u špice trhliny. Agresivní prostředí je

u špice trhliny udržováno a posilováno rozpouštěním vměstků MnS a/nebo gradientem



114

potenciálu mezi ústím trhliny a jejím čelem, který závisí na koncentraci kyslíku rozpuštěného

ve vodě. Čelo trhliny postupuje v důsledku anodického rozpouštění. Současně dochází

k postupnému pokrývání čela trhliny rostoucí pasivační vrstvou a postup trhliny se zpomaluje.

O etapovitém charakteru porušení, jenž je důsledkem periodického opakování procesů

porušování oxidického filmu, anodického rozpouštění a následné pasivace obnažených

povrchů na špici trhliny, svědčí charakteristické fraktografické znaky pozorované na

lomových plochách vytvořených stabilním růstem trhliny v důsledku korozního praskání,

jejichž charakter uspořádání připomíná žlábky (striace) (viz obr. 6.6).

Obr. 6.6 Mikromorfologie lomové plochy vytvořené při pomalém zatěžování CT tělesa z oceli

08Ch18N10T v odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 275oC s přídavkem 100 ppm Cl

- (u =

0,0005 mm/min.)

Kinetika stabilního růstu trhliny v důsledku anodického rozpouštění závisí na tom, jak

způsob namáhání, vlastnosti prostředí a vlastnosti materiálu ovlivňují rychlost obnovy

vodního prostředí u čela trhliny, rychlost porušování oxidického filmu a rychlost pasivace

obnažených povrchů na špici trhliny.

Rychlost růstu trhliny mechanismem anodického rozpouštění lze pomocí Faradayova

zákona s výhodou vztáhnout k množství kovu rozpuštěného na špici trhliny.

)(..

tiFz

M

dt

dav

(6.1)



115

kde M a ρ* jsou atomová hmotnost a měrná hmotnost kovu před špicí trhliny,

F je Faradayova konstanta (F=96500 C.mol-1

),

z je průměrný počet elektronů účastnících se procesu oxidace jednoho atomu

kovu,

i(t) je časová závislost proudové hustoty, která je vyvolána korozními procesy na

špici trhliny.

6.3 Postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání pod

napětím

Nejčastěji používanou metodou pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu

praskání ve vodním prostředí je metoda zkoušení při malé rychlosti deformace dle ČSN ISO

7539-7. Hladká válcová tělesa a/nebo zkušební tělesa s počáteční únavovou trhlinou jsou

zatěžována rychlostí pohybu příčníku zatěžovacího stroje pomalou rychlostí 10-3

÷ 10-7

mm/min. Výsledky zkoušek jsou porovnávány s výsledky zkoušek prováděných na vzduchu

při zvolené teplotě. U hladkých válcových těles je citlivost ke koroznímu praskání

vyjadřována jako poměr kontrakce Z stanovené v korozním prostředí a kontrakce materiálu

stanovené na vzduchu. U zkušebních těles s počáteční únavovou trhlinou jsou porovnávána R

křivky (závislosti J – Δa, resp. δ – Δa) stanovené na vzduchu a v korozním prostředí (viz obr.

6.7). Na tomto obrázku jsou uvedeny R křivky stanovené pro ocel 10GN2MFA

v provzdušněné a odvzdušněné DEMI vodě o teplotě 250oC a 290

oC při rychlosti pohybu

příčníku u=1,7.10-5

mm/s. Při teplotách vody 250oC a 290

oC je odolnost oceli 10GN2MFA

vůči koroznímu praskání významně závislá na koncentraci kyslíku rozpuštěného ve vodě.

Snížení koncentrace kyslíku rozpuštěného ve vodě pod 10 ppb mělo u sledované tavby oceli

10GN2MFA (S=0,008%) za následek potlačení výskytu korozního praskání.



116

0,1 0,2 0,5 1,0 2,0

a [mm]

0,7

0,3

0,1

0,05

0,02

0,01

vzduch 290°C

[

mm

] T [°C] O2 10 ppb O2 5 ppm

250

290

10GN2MFA C(T), B = 11 mm

DEMI voda, 250°C, 290°C

rychlost pohybu příčníku 0,001 mm/min

Obr. 6.7 Závislosti δ – Δa stanovené při rychlosti pohybu příčníku 1,7.10-5

mm/s při dvou

významně odlišných koncentracích kyslíku při teplotách 250oC a 290

oC.



117

Shrnutí pojmů


Korozní praskání pod napětím.

Prahová hodnota KISCC pro výskyt korozního praskání.

Mechanismus vodíkového zkřehnutí.

Mechanismus anodického rozpouštění.

Absorpce vodíku na čele trhliny.


8) Co rozumíme pod pojmem korozní praskání?

9) Co určuje prahová hodnota KISCC?

10) Co rozumíme pod pojmem vodíkové zkřehnutí?

11) Jaké dílčí procesy vedou k vodíkovému zkřehnutí při stabilním růstu trhlin ve

vodním prostředí?

12) Jaké dílčí procesy řídí mechanismus anodického rozpouštění?

13) Jaký znáte postup pro hodnocení odolnosti ocelí vůči koroznímu praskání?


[1] MATOCHA, Karel: Korozní únava a korozní praskání konstrkčních ocelí

ve vodních prostředích o teplotě 20 – 300°C. Habilitační práce. VŠB – TU

Ostrava, 2006.

[2] ČSN EN ISO 7539-7 Koroze kovů a slitin – Zkoušky koroze za napětí –

Část 7: Zkoušení při malé rychlosti deformace.

[3] Corrosion issues in light water reactors. Stress corrosion cracking.European

Federation of Corrosion Publication Number 51. Edited by D. Féron and J.-

M. Olive, Woodhead publishing limited, Cambridge England. ISSN 1354-

5116.



118

7. Hodnocení odolnosti ocelí vůči vodíkové křehkosti v prostředích

obsahujících sulfan (H2S).



Definovat základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu.

Vyjmenovat normy na hodnocení ocelí vůči HIC a SSC.

Popsat postup pro hodnocení ocelí vůči HIC.

Popsat co vyjadřují parametry CLR, CTR, CSR a CAR.

Vyjmenovat normu pro hodnocení ocelí vůči současnému působení

tahového napětí a prostředí sulfanu.

Vyjmenovat čtyři základní zkušební metody popsané v normě NACE TM

0177-2005.

Popsat rozdíl mezi hodnocením odolnosti vůči sulfidickému praskání pod

napětím a korozním praskáním pod napětím dle NACE TM 0177-2005.

Výklad

7.1 Úvod

Bezešvé trubky a ocelové plechy používané k výrobě svařovaných potrubí pro těžbu a

dopravu ropy a zemního plynu, k výrobě nádrží na skladování ropy a tlakových nádrží

v ropných rafinériích jsou vystaveny vlhkému kyselému prostředí, které obsahuje určitý podíl

sulfanu H2S (dříve sirovodík). Sulfan je bezbarvý plyn zapáchající po zkažených vejcích.

1) Je prudce jedovatý (smrtelné otravy může způsobit v dávkách 1000 – 2000 ppm),

2) je těžší než vzduch,

3) snadno se zkapalňuje,

4) Je dobře rozpustný ve vodě (0,4 g/100 ml při 20°C).



119

Z kapalných i plynných prostředí obsahujících určitý podíl sulfanu může pronikat do

materiálu vodík a způsobit jeho degradaci. Rozpouštěním ve vodě vzniká kyselina

sirovodíková H2S. Obecně se předpokládá, že atomární vodík vzniká v prostředích sulfanu

díky disociaci sulfanu za přítomnosti vody v souladu s následujícími reakcemi:

Anodická reakce Fe → Fe2+

+ 2e-

Disociace sulfanu H2S + H2O → H+ +

HS

- + H2O → 2H

+ + S

2- + H2O

Katodická reakce 2e- + 2H

+ + Fe

2+ + S

2- → 2Hads + FeS

Celková reakce se někdy zjednodušeně zapisuje následovně:

Fe + H2S → FeS + 2Hads

Uvedené reakce mohou probíhat jak v plynných, tak v kapalných médiích, v případě

plynů je však nutná přítomnost určitého podílu vlhkosti. Ve zcela suchém plynu se degradační

účinky sulfanu neprojeví, protože nedojde k jeho disociaci. Vždy se jedná o kyselá prostředí a

účinek sulfanu je zvýrazněn při nižších hodnotách pH.

7.2 Základní typy degradačních mechanismů v prostředí sulfanu

V případě uhlíkových a nízkolegovaných ocelí bývají rozlišovány tři základní typy

degradačních mechanismů v prostředí obsahujícím sulfan. Jedná se o vodíkem indukované

praskání (HIC – hydrogen induced cracking), dále sulfidické praskání pod napětím (SSC –

sulphide stress cracking) a konečně napěťově orientované vodíkem indukované praskání

(SOHIC – Stress Oriented Hydrogen Induced Cracking). Jak už z názvů vyplývá, projevují se

všechny uvedené typy poškození vznikem trhlin v oceli. Charakter trhlin je pro jednotlivé

typy vodíkové křehkosti schematicky znázorněn na obr. 6.1.



120

Obr. 6.1 Schematické znázornění charakteru trhlin u základních druhů vodíkové křehkosti v

prostředí sulfanu

7.2.1 Vodíkem indukované praskání (HIC)

S tímto typem poškození je možné se setkat především u potrubí a plechů z uhlík-

manganových ocelí o nižší pevnostní úrovni (mez pevnosti v tahu menší než cca 550 MPa)

používaných pro ropovody, plynovody, zásobníky plynu, ropy, resp. tlakové nádrže v ropných

rafineriích. Jedná se o formu vnitřního poškození vodíkem bez spolupůsobení vnějšího

zatěžování. Někdy se tento typ poškození označuje jako stupňovité praskání (Stepwise

Cracking – SWC) vzhledem k charakteru trhlin, které mohou tvořit na metalografických

výbrusech charakteristické stupně. Vzniknou-li trhliny v blízkosti povrchu, může dojít ke

vzniku puchýřů na povrchu. Příklady poškození mechanizmem vodíkem indukovaného

praskání jsou dokumentovány na obr. 6.2.

Teorie, která v daném případě zcela uspokojivě vysvětluje vznik trhlin, je nejstarší

teorie vodíkové křehkosti, tj. teorie aerostatického napětí. Vodík, který se dostává do oceli

v důsledku elektrochemických reakcí, rekombinuje v příznivých místech kovové matrice,

vyvolá zde lokálně vysoká pnutí, což může mít za následek až vznik trhlin (viz obr. 6.2).

Potencionálními místy pro rekombinaci vodíku jsou zřejmě rozhraní nekovových vměstků a

kovové matrice a dále segregační pásy v oceli.



121

Obr. 6. 2 Příklady poškození oceli vodíkem indukovaným praskáním

7.2.2 Sulfidické praskání pod napětím

Tento typ poškození je nejčastěji problémem materiálu o střední, někdy i vyšší

pevnostní úrovni, které jsou namáhány vnějším zatížením. K poškození tedy dochází za

současného působení tahových napětí a prostředí obsahujícího sulfan. Nejdůležitějšími

parametry, které ovlivňují agresivitu prostředí je pH prostředí a parciální tlak sulfanu.

Předpokládá se, že u tohoto poškození přísluší hlavní účinek atomárnímu vodíku, který

vyvolá vodíkovou křehkost oceli v souladu s obecně uznávanými mechanismy (dekohezní

teorie, teorie kritické koncentrace vodíku, event. i teorie interakce vodík – plastická

deformace) a za spolupůsobení tahových napětí pak vede k iniciaci a růstu trhlin. Na základě

analýzy výsledků laboratorních zkoušek i provozních zkušeností je možno konstatovat, že

korozní prostředí

puchýř

stupňovitá trhlina

přímé trhliny

tloušťka

materiálu

1 mm



122

náchylnost k sulfidickému praskání pod napětím vzrůstá s nárůstem tvrdosti (pevnosti)

materiálu, resp. s výskytem lokálně tvrdších oblastí ve struktuře oceli. Charakteristickým

projevem degradace kovových materiálů při současném spolupůsobení vodíku a vnějšího

zatěžování je vznik, tzv. „rybích ok“. Jedná se o okrouhlé kvazi-štěpné oblasti, v jejichž

středu se nachází, nebo nacházel, nekovový vměstek, který inicioval poškození materiálu. (viz

obr. 6.3).

Obr. 6.3 Výskyt rybích ok na lomové ploše oceli X60

7.2.3 Napěťově orientované vodíkem indukované praskání

Tento zvláštní typ vodíkové křehkosti se vyskytuje především v tepelně ovlivněných

oblastech svarových spojů. Typickým znakem je přítomnost trhlin rovnoběžných s povrchem,

které jsou v řadě nad sebou a jsou někdy částečně propojeny úseky kolmými k povrchu

materiálu. Převládá domněnka, že poškození souvisí s existencí změkčených zón v tepelně

ovlivněné oblasti, které byly vyžíhány v interkritickém intervalu teplot, tj. mezi AC1 a AC3. Při

vnějším zatěžování, resp. při vyšší úrovni vnitřních pnutí mohou být tyto oblasti namáhány až

nad mezí kluzu, což může zapříčinit vznik trhlin, neboť může dojít k výrazné interakci vodík-

plastická deformace. Tento typ vodíkové křehkosti se může projevit i u kvalitních ocelí, které

jsou jako základní materiály odolné vůči vodíkem indukovanému praskání.



123

7.3 Postupy pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC a vůči současnému

působení tahového napětí a prostředí sulfanu

Pro hodnocení odolnosti ocelí vůči HIC se dlouhodobě (od roku 1984) používá norma

NACE (National Association of Corrosion Engineers) NACE TM 0284-2011 Standard Test

Method – Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for Resistance to Hydrogen-

Induced Cracking. V roce 2000 vešla v platnost rovněž norma ČSN EN 10229 „Hodnocení

odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných vodíkem (HIC)“. Hodnocení dle

této normy je v podstatě shodné s normou NACE.

Pro hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí sulfanu je

používána norma NACE Standard TM 0177 – 2005: Laboratory Testing of Metals for

Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S

Environments. Jako Sulfidické korozní praskání je označováno porušování, ke kterému

dochází při okolní teplotě, korozní praskání pod napětím pak porušování, ke kterému dochází

při zvýšených teplotách. Zkušební postup pro hodnocení odolnosti uhlíkových a

nízkolegovaných ocelí vůči SSC pro kyselá prostředí je uveden v ČSN EN ISO 15 156-2 a

pro korozivzdorné a ostatní slitiny odolné proti tvorbě trhlin v normě ČSN EN ISO 15156-3.

7.3.1 Hodnocení ocelí vůči vodíkem indukovanému praskání (HIC).

Zkouška spočívá v metalografickém hodnocení výskytu trhlin na výbrusech tří vzorků,

o rozměrech 100mm x 20 mm x tloušťka, které byly předtím exponovány v kyselém

zkušebním roztoku nasyceném sulfanem, při teplotě 25 ± 3oC. Odběr zkušebních vzorků pro

expozici závisí na tloušťce posuzované součásti a je pro plechy uveden pro na obr. 6.3.

Všechny vzorky se předem připraví s rozměry o 0,25 mm většími, než je konečná tloušťka,

případně výška. Tento přídavek se pak oboustranně odstraní broušením za mokra na rotujícím

kotouči nebo jiným srovnatelným způsobem. Hlavní plochy zkušebních těles se pak obrousí

standardním metalografickým způsobem brusným papírem se zrnitostí 320.

Expozice vzorků musí být provedena ve vzduchotěsných spojených nádobách, které

jsou dostatečně velké k pojmutí vzorků (viz obr. 6. 4). Podle NACE TM 0284 musí být poměr

objemu roztoku a plochy vzorků nejméně 3 ml/cm2.



124

hlavní směrválcování

T = tloušťka

T 30

100 ± 1

20 ± 1

100 ± 1

20 ± 1

30 < T 88

max. 301

hlavní směr

válcování

1

max. 30

20 ± 1

T > 88

hlavní směrválcování

Obr. 6.3 Odběr vzorků pro expozici podle tloušťky plechu



125

Obr. 6.4 Vzduchotěsné nádoby používané pro expozici vzorků ve společnosti

MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM, s.r.o.

Vzorky jsou ukládány do nádob způsobem schematicky znázorněným na obr. 6.5.

Obr. 6.5 Způsob ukládání vzorků do skleněných nádob.

Norma připouští použití 2 druhů zkušebních roztoků. Roztok A je tvořen chloridem

sodným (5 hm. %), kyselinou octovou (0,5 hm. %), sulfanem a destilovanou vodou. Jeho

počáteční pH by mělo být 2,7 ± 0,1 a pH po zkoušce nesmí být větší než 4,0. Zkušební roztok

B je tvořen sulfanem a syntetickou mořskou vodu. Počáteční pH se musí pohybovat v rozmezí

8,1 – 8,3, konečné pak musí být 4,8 – 5,4. Pokud hodnoty pH nejsou dodrženy, jsou výsledky

zkoušení neplatné. Roztok je nejprve probubláván dusíkem a následně sulfanem na

koncentraci min. 2,3 ppm. Doba expozice je standardně 96 h, ale v některých případech může

být, na základě požadavků odběratele, prodloužena až na 720 h.



126

Po expozici ve zkušebním roztoku se z každého zkušebního tělesa připraví tři

metalografické výbrusy orientované kolmo na délku 100 mm. Způsob odběru vzorků pro

přípravu třech výbrusů je schematicky znázorněn na obr. 6.6.

Obr. 6.6 Způsob odběru vzorků pro přípravu metalografických výbrusů

Na metalografických výbrusech se pak při zvětšení 100 x měří parametry trhlin – délka (a),

tloušťka (b) (viz obr. 6.7). Trhliny vzdálené od povrchů vzorku méně než 1 mm se do

hodnocení nezapočítávají. Z naměřených hodnot se pak stanovují následující parametry:

podíl délky trhlin (Crack Length Ratio - CLR),

podíl tloušťky trhlin (Crack Thickness Ratio - CTR),

podíl citlivosti trhlin (Crack Sensitivity Ratio - CSR)

podle následujících vztahů:



127

Obr. 6.7 Postup měření délek a tlouštěk trhlin na metalografickém výbrusu.

CLRa

W

100 [%] (6.1)

CTRb

T

100 [%] (6.2)

CSR

a b

W T .

.100 [%] (6.3)

kde a je délka trhlin [mm],

b je tloušťka trhlin [mm],

W je šířka vzorku [mm],

T je tloušťka vzorku [mm].

Výše uvedené parametry trhlin se stanovují pro každý metalografický výbrus a rovněž

jako průměry tří hodnot výchozího zkušebního tělesa. Výsledky zkoušení se vztahují na 3

zkušební tělesa, tj. celkem devět metalografických výbrusů.

Předpis NACE TM 0284 se nevěnuje kritériím, podle kterých lze materiály hodnotit

jako vyhovující či nevyhovující. To je vždy předmětem jednání mezi dodavatelem a

odběratelem. Hutní podniky zpravidla nabízí odběratelům výrobky (ocelové plechy)

s garantovanými maximálními hodnotami parametrů trhlin v příslušných zkušebních

roztocích. Tyto ocelové plechy pak ještě bývají rozděleny do několika jakostních tříd (viz



128

Tab. 6.1). V zásadě je možno konstatovat, že se připouští hodnota CLR 5-15 % (roztok A) a

CLR cca 0 % (roztok B).

Tab 6.1 Garantované hodnoty parametrů trhlin vybraných plechů z uhlíkových ocelí (roztok

A)

Výrobce oceli Označení výrobku

(ocelového plechu)

CLR

[%]

CTR

[%]

CSR

[%]

Dillinger Hütte

GROUP

DICREST 5 ≤ 5 ≤ 1,5 ≤ 0,5

DICREST 10 ≤ 10 ≤ 3 ≤ 1

DICREST 15 ≤ 15 ≤ 5 ≤ 2

DICREST 15* ≤ 0,5 ≤ 0,1 ≤ 0,05

Masteel UK, Ltd

MASTERHIC 5 ≤ 5 ≤ 1,5 ≤ 0,5

MASTERHIC 10 ≤ 10 ≤ 3 ≤ 1

MASTERHIC 15 ≤ 15 ≤ 5 ≤ 2

ArcelorMittal

GROUP

CarElso ®HIC

Premium

≤ 5 ≤ 1,5 ≤ 0,5

*Platí při testování ve zkušebním roztoku B

Kromě standardních HIC testů dle NACE TM 0284 se v praxi občas využívá i

modifikovaných jednostranných testů, u kterých je v kontaktu s korozním roztokem pouze

jedna strana zkušebního tělesa a vnějším povrchem může vodík z materiálu oddifundovávat.

V takovémto případě se mění jednak obsah vodíku ve vodíkových pastech, jednak dochází ke

změně obsahu vodíku v mezi-uzlových polohách krystalové mřížky. Jednostranné testy (viz

obr. 6.8) mají své opodstatnění, protože v praxi je v kontaktu s agresivním médiem pouze

vnitřní stěna potrubí, resp. tlakové nádoby.



129

Obr. 6.8 Schematické znázornění jednostranného HIC testu

Z praktického hlediska je třeba upozornit na skutečnost, že jakkoli se zdá metodika

hodnocení HIC trhlin jako velice jednoduchá, získat správné výsledky je často velký problém.

V řadě případů vyvolá expozice ve zkušebním roztoku vznik velice tenkých trhlin, které

nejsou na metalografických výbrusech identifikovatelné ve vyleštěném stavu ani po běžném

naleptání. Pro zviditelnění těchto trhlin je nutné vzorky opakovaně leštit a leptat, přičemž

závěrečné leptání musí být velmi slabé, aby trhliny nesplynuly s okolní mikrostrukturou. Tyto

trhliny jsou samozřejmě z hlediska integrity zařízení stejně nebezpečné jako trhliny široce

rozevřené.

Novým požadavkem zákazníků pro vysokopevné plechy pro kyselá prostředí je

parametr CAR (Crack Area Ratio) – poměrná plocha trhlin, definovaný jako poměr plochy

trhlin v hodnoceném vzorku. Tento parametr není zahrnut v normě NACE TM 0284, neboť

ho není možno stanovit metalograficky. Jeho hodnocení se provádí pomocí ultrazvukového

zkušebního zařízení v imerzní vaně s X-Y manipulátorem. V České republice je možno tento

parametr měřit pouze v TŘINECKÝCH ŽELEZÁRNÁCH, a.s. na zkušebním zařízení

Ultrasonic Testing Machine UPR4 SCRI od fy Krautkrämer (viz obr. 6.9). Kromě parametru

CAR umožňuje toto zařízení stanovit rovněž parametry CLR, CTR a CSR a tedy provést

kompletní hodnocení odolnosti materiálu vůči HIC.

Hodnocení vzorků se provádí v pomocí 4-osého skeneru na němž je upevněna sonda, která provádí

vlastní skenování (kontrolu) pulzní odrazovou metodou při laboratorní teplotě. Skenuje se vždy 80 %

objemu zkušebního tělesa, tj. bez povrchových vrstev.

Všechny parametry zkoušení (poloha sondy, rozměry zkušebního tělesa, ultrazvukové

a skenovací parametry) jsou ukládány a opakovatelnost zkoušky je tedy 100 %. Zařízení



130

rovněž umožňuje časově úspornou kontrolu zkoušením několika zkušebních těles najednou,

ale se samostatným vyhodnocením požadovaných parametrů pro každé zkušební těleso.

Obr. 6.9 Celkový pohled na UZ zařízení fy Krautkrämer

Výsledek každé zkoušky je uveden v protokolu, ve kterém jsou uvedeny všechny

vyhodnocené parametry (viz obr. 6.10). Velkou výhodou této metody je rychlost, se kterou je

hodnocení odolnosti vůči HIC stanoveno. Zatímco vyhodnocení vzorku na zařízení Ultrasonic

Testing Machine UPR4 SCRI trvá přibližně 10 min., metalografické vyhodnocení třech

výbrusů trvá cca 15 hodin.



131

Obr. 6.10 Protokol o výsledku zkoušky na UZ zařízení fy Krautkrämer

7.3.2 Hodnocení ocelí vůči současnému působení tahového napětí a

prostředí sulfanu

Hodnocení odolnosti ocelí vůči současnému působení tahového napětí a prostředí

sulfanu se provádí dle normy NACE Standard TM 0177-2005 Laboratory Testing of

Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S

Environments. Dle této normy se hodnotí odolnost kovů, především ocelí, vůči sulfidickému

praskání pod napětím (pokojová teplota, atmosférický tlak) a vůči koroznímu praskání pod

napětím (zvýšené teploty a tlaky).

Hodnocení odolnosti ocelí vůči sulfidickému praskání pod napětím spočívá v zatěžování

zkušebního tělesa ve zkušebním roztoku nasyceném sulfanem při laboratorní teplotě

statickým zatížením pod mezí kluzu. Stanovuje se prahové napětí, které nevede po určité době

trvání zkoušky (standardně 720 hodin) k porušení tělesa nebo k iniciaci defektů na povrchu

Detekce

trhlin

Zkušební

těleso



132

vzorků viditelných při desetinásobném zvětšení. Příklad podélných trhlin na měrné části

zkušební tyče po zkoušce SSC je uveden na obr. 6.11.

Obr. 6.11 Podélné trhliny na měrné části tyče po zkoušce SSC – ocel X70

Zkušební roztoky jsou v zásadě stejné jako v normě NACE TM 0284, ale je možná i

úprava zkušebního roztoku tak, aby byla získána specifická hodnota pH. Norma NACE opět

neurčuje žádné kritérium, které by umožnilo rozhodnout, zda je materiál vůči SSC odolný či

ne. Většina hodnocení však vychází z toho, že materiál musí vydržet zatížení, které je rovno

alespoň 0,8 násobku meze kluzu.

Norma popisuje čtyři zkušební metody:

o Metoda A – Tahová zkouška ( NACE Standard Tensile Test)

o Metoda B – Zkouška ohybem ( NACE Standard Bent-Beam Test)

o Metoda C – Zkouška pomocí “C” kroužků (NACE Standard C-Ring Test)

o Metoda D – Zkouška pro stanovení odolnosti vůči růstu trhlin (NACE Standard Double-

Cantilever Beam Test)

7.3.2.1 Metoda A – NACE Standard Tensile test

Tato metoda je nejpoužívanější způsob hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC. V průběhu

zkoušky může být zkušební těleso zatíženo konstantním zatížením (Constant Load Dead

Weight Device). V tomto případě mluvíme o měkkém způsobu namáhání. Zatížení

zkušebního tělesa může být vyvozeno rovněž ve speciálních přípravcích na základě zatížení



133

tělesa na konstantní úroveň deformace odpovídající požadované úrovni zatížení (tvrdý způsob

namáhání). Na obr. 6.12 jsou uvedena zkušební zařízení typu „Dead Weight“ používaná ve

společnosti Arcelor Mittal Ostrava k hodnocení odolnosti ocelí vůči SSC.

Obr. 6.12 Dead Weight Device ve společnosti Arcelor Mittal Ostrava

Nejpoužívanější typ zkušebního tělesa je uveden na obr. 6.13

Obr. 6.13 Rozměry zkušebního tělesa používaného pro hodnocení vůči SSC



134

Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky ve zkušebním zařízení typu „Dead

Weight“ je uvedeno na obr. 6. 14.

Obr. 6. 14 Schématické znázornění zkušební komory pro zkoušky SSC

Na obr. 6. 15 je uveden zkušební přípravek, který umožňuje vyvodit zátěžnou sílu šroubem

podloženým talířovými pružinami.

Obr. 6. 15 Zatížení zkušebního tělesa v přípravku s talířovými pružinami

rybí oko



135

Zkušební těleso je od vzorku odizolováno teflonovou vložkou, která je umístěna na

opačné straně přípravku, než jsou pružiny. Zkušební těleso je zatěžováno v přípravku pomocí

snímače podélné deformace a je následně exponováno ve zkušebním roztoku.

Pro hodnocení odolnosti vůči SSC mohou být rovněž použita válcová zkušební tělesa

o průměru měrné části 3 mm zatěžovaná ve zkušebních rámech dle ASTM G49-85 (viz obr.

6.16).

Obr .6.16 Rozměry zatěžovacího rámu dle ASTM G 49-85 používaného pro zatěžování

hladkých válcových těles o průměru měrné části 3 mm

Zatěžování zkušebních těles ve zkušebním rámu je vyvoláno pohybem sloupků ve speciálně

vyrobeném přípravku. Na zkušební těleso je při zatěžování připevněn snímač podélné

deformace s bází 10 mm, který umožní zatížení zkušebního tělesa na předem zvolenou

hodnotu celkové deformace (viz obr. 6.16). Ze závislosti -, stanovené tahovou zkouškou na

stejných zkušebních tělesech při zvolené teplotě zkoušení, je možno odečíst napětí, na které je

zkušební těleso předtaženo. Takto připravená zkušební tělesa se následně vloží do zkušebního

roztoku a vystaví požadované době expozice (viz obr. 6.17).



136

Obr. 6. 16 Postup zatěžování zkušebních těles do zkušebního rámu

Obr. 6. 17 Expozice zkušebních těles zatížených ve zkušebních rámech dle ASTM G 49-85



137

Shrnutí pojmů


Degradační mechanismy v prostředí obsahujícím sulfan.

Vodíkem indukované praskání.

Sulfidické praskání pod napětím.

Napěťově orientované vodíkem indukované praskání.

NACE TM 0284.

Parametr CLR, CTR, CSR, CAR.

NACE TM 0177 – 2005.

Rybí oka.

Metoda A – NACE Standard Tensile Test.


1. Jaké degradační mechanismy se uplatňují v prostředí sulfanu?

2. Co rozumíme pod pojmem HIC?

3. Co rozumíme pod pojmem SSC?

4. Jaké normy jsou používány pro hodnocení ocelí vůči HIC a SSC?

5. Podle jakého kritéria jsou z plechů odebírány zkušební tělesa pro hodnocení HIC?

6. Jaké parametry jsou hodnoceny při zkouškách HIC?

7. Jaké znáte zkušební metody pro hodnocení odolnosti vůči SSC?

8. Co jsou to rybí oka?



138


[1] http://www.corrosionclinic.com/different_types_of_corrosion.htm [cit. 2012-07-10].

[2] Research Report on Characterization and Monitoring of Cracking in Wet H2S Service,

API Publication, Washington, D. C., 1994.

[3] /ANSI/NACE MR 0175/ ISO 15156. Petroleum and Natural Gas Industries - Materials

for Use in H2S Containing Environments in Oil and Gas Production – Parts 1, 2 and 3,

Second edition 2009-10-15.

[4] NACE Standard TM 0284-2011. Evaluation of Pipeline and Pressure Vessel Steels for

Resistance to Hydrogen Induced Cracking. NACE Int., Houston, Texas, USA, 2011, 24

s. ISBN 1575901633.

[5] ČSN EN 10229. Hodnocení odolnosti ocelových výrobků vzniku trhlin indukovaných

vodíkem (HIC). Praha: Český normalizační institut, 2000.

[6] NACE Standard TM 0177-2005. Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide

Stress Cracking and Stress Corrosion Cracking in H2S Environments. NACE Int.,

Houston, Texas, USA, 2005.

[9] CARNEIRO, A., R., RATNAPULI, C., R., LINS, C., F., V. The Influence of Chemical

Composition and Fracture of API Linepipe Steels on Hydrogen Induced Cracking and

Sulfide Stress Cracking, Mat. Sci. Eng. A 357, 2003, s. 104 – 110.

[10] Dillinger Hütte GTS. Products [online]. [cit. 2012-04-08]. Dostupné z:

http://www.dillinger.de/dh/produkte/sparte/index.shtml.en

[11] KITTEL, J. et al. Hydrogen Induced Cracking (HIC) Assessment of Low Alloy Steel

Linepipe for Sour Service Application – Laboratory Testing.

In: Eurocorr 2007. Freiburg, Německo. 2007. CD-ROM.

[12] SOJKA, J. Odolnost ocelí vůči vodíkové křehkosti. Vyd. 1. Ostrava: Vysoká škola

báňská - Technická univerzita Ostrava, Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství,

Katedra materiálového inženýrství, 2007, 108 s.

ISBN 978-80-248-1648-7.

http://www.corrosionclinic.com/different_types_of_corrosion.htm

http://www.dillinger.de/dh/produkte/sparte/index.shtml.en



139

[13] ASTM G49 - 85. Standard Practice for Preparation and Use of Direct Tension Stress-

Corrosion Test Specimens. ASTM Int., West Conshohocken, PA,

USA, 2011.

[14] ASTM G39 - 99. Standard Practice for Preparation and Use of Bent-Beam

Stress-Corrosion Test Specimens. ASTM Int., West Conshohocken, PA,

USA, 2011.



140

8. Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí

penetračních testů.



Definovat pojem aktuální a výchozí mechanické vlastnosti.

Popsat princip penetračního testu.

Popsat typy penetračních testů.

Popsat oblasti závislosti síla-posunutí snímané v průběhu „Bulge“ testu.

Popsat veličiny snímané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového

chování materiálů z výsledků penetračních testů.

Popsat metody pro stanovení meze kluzu a meze pevnosti z výsledků penetračních

testů.

Popsat stanovení tranzitního chování z výsledků penetračních testů.

Popsat metody stanovení lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů.

Výklad

8.1 Úvod

Kvalifikované posuzování integrity a/nebo zbytkové životnosti dlouhodobě

provozovaných zařízení, či snaha o racionální prodlužování jejich projektované životnosti,

které přináší vysoké finanční úspory, vyžaduje znalost aktuální úrovně celé řady

mechanických charakteristik použitých materiálů. Jejich znalost je nezbytná rovněž pro:

optimalizaci provozních režimů,

optimalizaci intervalů provozních prohlídek,

optimalizaci dlouhodobého plánu oprav.



141

Použití standardizovaných postupů pro stanovení potřebných aktuálních mechanických

charakteristik provozovaných zařízení však může, kromě nezbytných odstávek a omezení

provozu, způsobit jejich značné poškození jak při odběru zkušebního materiálu, tak při

následných opravách prováděných nejčastěji svařováním.

Ještě složitější je situace při hodnocení mechanických vlastností pomocí standardizovaných

postupů v lokalizovaných oblastech, jako jsou povlaky, povrchové vrstvy vytvořené

chemicko-tepelným zpracováním, návary či svarové spoje (včetně vlastností TOO).

Hodnocení mechanických vlastností povlaků a povrchových vrstev vytvořených chemicko-

tepelným zpracováním je zde omezeno převážně na měření tvrdosti. Hodnocení

mechanických vlastností jednotlivých oblastí TOO svarových spojů může být prováděno

nepřímými metodami založenými na laboratorních simulacích těchto lokalizovaných oblastí.

Pro posouzení stupně degradace materiálových vlastností vlivem dlouhodobého provozu je

však, vedle aktuálních mechanických vlastností, nezbytná znalost i výchozího (nulového

stavu) materiálu. Ve většině případů však výchozí vlastnosti materiálů posuzovaných součástí

známy nejsou a aktuální mechanické vlastnosti jsou porovnávány s vlastnostmi uvedenými

v materiálových normách nebo v atestech výchozích polotovarů.

V důsledku technologických operací v průběhu výroby však mohou být mechanické

vlastnosti materiálů na počátku provozu zařízení či konstrukce významně odlišné od

mechanických vlastností výchozích polotovarů. Tradiční metody získávání zkušebního

materiálu pro kontrolu technologických operací při výrobě součásti jsou založeny na přídavcích,

nebo referenčních vzorcích materiálu, které prodělávají s vyráběnou součástí celý technologický

cyklus.

Pro stanovení aktuálních vlastností materiálů dlouhodobě provozovaných zařízení resp.

stanovení výchozích vlastností materiálů konstrukcí a zařízení uváděných do provozu, které

zohledňují všechny technologické operace při jejich výrobě, je proto nezbytné minimalizovat

množství potřebného zkušebního materiálu, odebraného nejlépe z kritických míst součásti,

pokud možno bez porušení její integrity a tedy nutnosti následných oprav při zachování jeho

reprezentativnosti. Tento požadavek vedl:

1) k vývoji technologických postupů a zařízení, která umožňují odběr zkušebního

materiálu z vnějšího a/nebo vnitřního povrchu posuzované součásti při zachování její

integrity bez nutnosti následných oprav,

2) k vývoji, a zavedení metody využívající pro stanovení pevnostních, křehkolomových a



142

creepových charakteristik materiálů penetračních testů prováděných na zkušebních

tělesech tvaru disku o průměru do 8 mm a/nebo zkušebních těles tvaru čtverce o straně

do 10 mm a tloušťce až 0,5 mm.

Díky vysoké přesnosti současných trhacích strojů, řízení zkušebního procesu počítači

a výstupu ve formě digitálního záznamu na jedné straně a znalostem vlivu konstrukčních

faktorů a zkušebních podmínek na druhé straně, zajišťují současné penetrační testy vysokou

úroveň přesnosti a reprodukovatelnosti výsledků srovnatelnou s běžnými zkouškami

mechanických vlastností prováděnými na standardizovaných zkušebních tělesech.

8.2 Princip penetračního testu

Princip penetračního testu spočívá v průniku (penetraci) tvarovaného razníku přes

ploché zkušební těleso tvaru disku nebo čtverce o tloušťce 0,2 ÷ 0,6 mm do jeho porušení.

Schematické uspořádání penetračního testu je znázorněno na obr. 8.1.

Obr. 8.1 1 - zkušební těleso tvaru disku, 2 - razník, 3 - spodní opěrná matrice, 4 - horní

přítlačná matrice, 5 - snímač posunutí

V průběhu testu je snímána závislost zatížení – posunutí razníku (u1), nebo zatížení –

průhyb vzorku (u2) v ose zatěžování.

Podle tvaru penetrující části razníku a způsobu uchycení zkušebního tělesa rozdělujeme

penetrační testy na kuličkový penetrační test (ball punch test), střihový penetrační test (shear

punch test) a ohybový penetrační test (disc bend test). Při kuličkovém penetračním testu je



143

protlačována ocelová nebo keramická kulička, nebo razník s hemisférickou plochou. Podle

způsobu upnutí vzorku dělíme kuličkové testy na „Bulge Punch Test“ a Punch Drawing Test“.

Je-li zkušební těleso sevřeno mezi spodní opěrnou matricí a horní přítlačnou matricí, jedná se

o tzv. „Bulge Punch Test“. Je-li zkušební těleso volně položeno na spodní opěrné matrici,

jedná se o tzv. „Punch Drawing Test“.

Obr. 8.2 Tvar razníku používaný pro kuličkový a střihový test

Při střihovém testu se používá ostrohranný kulatý razník (viz obr. 8.2). Zkušební těleso

je při tomto testu sevřeno mezi spodní opěrnou matrici a horní přítlačnou matrici. Při

ohybovém penetračním testu je razník tvaru kužele protlačován vzorkem, který je volně

položen na opěrné matrici.

8.3 Kuličkový penetrační test (Bulge Punch test)

V průběhu tohoto testu je zkušební těleso, sevřené mezi spodní opěrnou matricí a horní

přítlačnou matricí, protlačováno razníkem s hemisférickou plochou a/nebo ocelovou či

keramickou kuličkou do porušení. CEN Workshop Agreement doporučuje u tohoto typu testu

používat zkušebního tělesa tvaru disku o průměru 8 mm a tloušťce 0,5 mm přesto, že je

přípustné používat rovněž čtvercová tělesa. Tloušťka zkušebního tělesa by měla být v rozmezí

0,2 ÷ 0,6 mm. Na obr. 8.3 je uveden příklad přípravku pro provádění kuličkového „Bulge“

testu při laboratorní teplotě. Po umístění vzorku do spodní opěrné matrice je tato vložena do

pouzdra a zkušební vzorek je přes vodící pouzdro sevřen přítlačnou maticí.

Poté je přes otvor v přítlačné matici vložen do vodícího pouzdra razník a přípravek je

vložen do rámu zkušebního stroje (viz obr. 8.4) a zatěžován v režimu konstantní rychlosti

pohybu razníku rychlostí v rozmezí 0,2 ÷ 2 mm/min.



144

Obr. 8.3 Zkušební přípravek pro kuličkový „Bulge“ test při laboratorní teplotě

Obr. 8.4 Umístění zkušebního přípravku do rámu zkušebního stroje

V průběhu zatěžování je snímána závislost síla – posunutí razníku a/nebo síla – průhyb

zkušebního vzorku v ose zatěžování. Charakteristický záznam průběhu síly na posunutí

razníku při kuličkovém „Bulge“ testu je uveden na obr. 8.5. Tato závislost může být obecně

rozdělena do pěti oblastí (I, II, III, IV a V):



145

Oblast I

Tato oblast je charakteristická mikro-plastickou deformací zkušebního tělesa pod

razníkem v důsledku vysokého počátečního kontaktního napětí. Převládající deformace

vzorku v oblasti vzdálené od tohoto kontaktu je však elastická a odtížení zkušebního tělesa

z jakéhokoliv bodu v této oblasti nevyvolá žádnou makroskopickou trvalou deformaci.

Obr. 8.5 Typická závislost síla-posunutí razníku kuličkového testu při laboratorní teplotě

Oblast II

Tato oblast je charakteristická odklonem od linearity spojeným s šířením zplastizované

oblasti přes tloušťku zkušebního tělesa a následně v radiálním směru. V souvislosti s tím

dochází k poklesu rychlosti zatěžování, který je vysvětlován tzv. membránovým efektem při

průběžné změně úhlu styku penetrující kuličky s deformovaným vzorkem. Tato oblast je

označována jako plastický ohyb.

Oblast III

Na počátku této etapy, určené inflexním bodem závislosti síla-posunutí razníku,

dochází k přechodu od plastického ohybu k membránovému protahování. Tato oblast je

závislá na charakteristikách zpevnění materiálu.



146

Oblast IV

V této etapě se v oblasti kontaktu razník-zkušební těleso vytváří se vzrůstající silou

hrdlo, což má za následek snížení sklonu závislosti síla-posunutí razníku.

Oblast V

Na počátku této etapy dochází k iniciaci trhliny. V průběhu strmého poklesu síly vede

dvojosý stav napjatosti k růstu trhliny po obvodu zkušebního tělesa (viz obr. 8.6) a/nebo na

vrcholu „kloboučku“.

Obr. 8.6 Typické porušení zkušebního tělesa tvaru disku při kuličkovém „bulge“ testu při

laboratorní teplotě (ocel S355J2G3)

Z výše uvedené závislosti a tvaru porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány

následující veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování

materiálů:

Fe [N] síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem

plastické deformace přes tloušťku vzorku,

Fm [N] maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu,

um [mm] posunutí razníku odpovídající Fm,

uf [mm] posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které smluvně

odpovídá 20% poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (Ff =

0,8 . Fm),

ESP

[J] lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do

okamžiku porušení tělesa.



147

εf [1] εf = ln(h0/hf) – efektivní lomová deformace, (h0 je počáteční tloušťka vzorku, hf

je minimální tloušťka porušeného vzorku).

Na obr. 8.7 jsou uvedeny závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro materiál 15128

tepelně zpracovaný na tři významně odlišné úrovně pevnostních vlastností.

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0,5 1 1,5 2 2,5

posunutí razníku [mm]

síla [

N]

3

výsledky zkoušek na

standardizovaných zkušebích tělesech

1. Re= 270MPa Rm = 478 MPa

2. Re = 615 MPa Rm = 741 MPa

3. Re = 1112 MPa Rm = 1178 MPa

1

2

Obr.8.7 Závislosti síla-posunutí razníku stanovené pro tři pevnostní úrovně oceli 15128

Z obr. 8.7 je zřejmé, že s rostoucí mezí kluzu a mezí pevnosti materiálu roste síla Fe

charakterizující přechod ze stádia I do stádia II (viz obr. 8.5), i maximální síla Fm v průběhu

penetračního testu. Je tedy zřejmé, že závislost síla-posunutí razníku stanovená v průběhu

penetračního testu obsahuje informaci o elasto-plastickém chování a pevnostních

charakteristikách materiálu při dvojosém stavu napjatosti.

Charakter závislosti síla–posunutí razníku je dále ovlivněn poloměrem kuličky/razníku,

průměrem otvoru ve spodní matrici D (viz obr. 8.1) a počáteční tloušťkou zkušebního tělesa

h0.

Síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem plastické

deformace přes tloušťku vzorku Fe není velikostí poloměru razníku r ani velikostí průměru

otvoru ve spodní matrici D významně ovlivněna, ale závisí významně na tloušťce vzorku h0

(viz obr. 8.8).



148

0

100

200

300

400

500

600

300 350 400 450 500 550 600 650 700

Re - standardizovaná tahová zkouška [MPa]

Fe-

pen

etr

ačn

í te

st

[N]

ho = 0,4 mm

ho = 0,5 mm

ho = 0,6 mm

Obr. 8.8 Vliv tloušťky zkušebního disku na úroveň síly Fe při penetračním „Bulge“ testu

oceli 15128 při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm)

Maximální zatížení v průběhu penetračního testu vzrůstá se vzrůstající pevností

materiálu, se vzrůstajícím poloměrem razníku r a s tloušťkou zkušebního disku h0 (viz

obr. 8.9).

0

500

1000

1500

2000

2500

450 500 550 600 650 700 750

Rm - standardizovaná tahová zkouška [MPa]

Fm -

pen

etr

ačn

í te

st

[N]

ho = 0,4 mm

ho = 0,5 mm

ho = 0,6 mm

Obr. 8.9 Vliv tloušťky zkušebního disku a meze pevnosti oceli 15128 na úroveň síly Fm při

penetračním „Bulge“ testu při laboratorní teplotě (r = 1 mm, D = 4 mm).

8.4 CWA 15627 Small Punch Test Method for Metallic Materials

Praktickému využívání této metody bránila neexistence standardizovaného postupu. V

záři 2004 zorganizoval CEN (Evropský výbor pro normalizaci) CEN Workshop Agreement

21 „Small Punch Test Methods for Metallic Materials”. V prosinci 2007 vydal CEN CWA



149

15 627 „Small Punch Test Method for Metallic Materials“. CEN Workshop Agreement je

technická dohoda v rámci CEN a vlastněná CEN jako publikace, která odráží konsenzus

konkrétních expertů a organizací odpovědných za její obsah (účast 32 organizací ze 13 zemí).

CWA proto reprezentuje nižší úroveň konsenzu, než jakou představuje evropská norma. CWA

15627 je rozdělen do dvou samostatných částí:

Part A: A Code of Practice for Small Punch Creep Testing.

V této části je uveden postup pro provádění časově závislých penetračních testů při

zvýšených teplotách, při kterých dochází k uplatnění creepu. Tato část dále obsahuje ANNEX

A1: „Relationship to uniaxial creep test properties“, ve které jsou uvedeny rovnice, navržené

různými autory, popisující závislost mezi jednoosým tahovým napětím při standardizované

creepové zkoušce a silou zatěžující vzorek při creepovém penetračním testu pro stejný čas do

porušení.

Part B: A Code of Practice for Small Punch Testing for Tensile and Fracture Behaviour.

V této části je uveden postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů při

laboratorní, zvýšené (do 400oC) a nízké teplotě a stanovení charakteristik získaných ze

závislosti síla-posunutí razníku a z porušeného zkušebního tělesa. Tato část dále obsahuje

ANNEX B1: „Derivation of tensile and fracture material properties“, ve které jsou uvedeny

postupy pro stanovení meze kluzu, meze pevnosti, tažnosti a křehkolomových vlastností

(FATT, JIC, KIC při laboratorní teplotě) z výsledků penetračních testů.

8.5 Postup pro provádění časově nezávislých penetračních testů

Tento postup poskytuje návod na provádění časově nezávislých penetračních testů při

laboratorní, zvýšené (do 400 °C) a/nebo snížené teplotě. Jejich cílem je stanovení

charakteristik následně použitých pro odhad pevnostních a křehkolomových charakteristik

materiálů (Re, Rp, 0,2, Rm, A, FATT a JIC resp. KIC). Byl navrhován především pro hodnocení

mechanických vlastností kovových materiálů, může však být použit i pro hodnocení jiných

typů materiálů. Zahrnuje požadavky na:

1. zkušební zařízení, zatěžovací systém a měření průhybu vzorku,

2. přípravu zkušebního vzorku (doporučován je zkušební vzorek tvaru disku o průměru 8

mm a tloušťce 0,5 mm),

3. sběr dat,

4. rychlost zatěžování. Rychlost posunutí razníku by měla být v rozmezí 0,2 ÷ 2 mm/min.



150

V průběhu penetračního testu je snímána závislost síla-posunutí razníku resp. síla-

průhyb vzorku do porušení (viz obr. 8.10).

Obr. 8.10 Závislost síla-posunutí razníku snímaná v průběhu penetračního testu

Z výše uvedené závislosti a porušeného zkušebního tělesa jsou stanovovány následující

veličiny používané pro stanovení pevnostních charakteristik a lomového chování materiálů:

Fe [N] síla charakterizující přechod z linearity do stádia spojovaného s rozvojem

plastické deformace přes tloušťku vzorku,

Fm [N] maximální síla zaznamenaná v průběhu penetračního testu,

Um [mm] posunutí razníku odpovídající Fm,

uf [mm] posunutí razníku odpovídající porušení zkušebního tělesa, které odpovídá

smluvnímu 20 % poklesu maximální síly v průběhu penetračního testu (Ff =

0,8.Fm),

ESP

[J] lomová energie vypočtená z plochy pod závislostí síla posunutí razníku až do

okamžiku porušení tělesa,

εf [1] εf = ln(h0/hf) – efektivní lomová deformace, (h0 je počáteční tloušťka vzorku, hf

je minimální tloušťka porušeného vzorku).

Na obr. 8.11 je uveden postup pro stanovení síly Fe ze závislosti

síla-posunutí razníku. Pro stanovení lomové deformace εf je třeba změřit minimální tloušťku

porušeného vzorku. Postup při stanovení minimální tloušťky vzorku je schematicky



151

znázorněn na obr. 8.12. Pro zajištění dostatečné přesnosti je hodnota hf měřena pomocí

rastrovacího elektronového mikroskopu (viz obr. 8.13).

Obr. 8.11 Postup při stanovení síly Fe ze záznamu síla-posunutí razníku

Obr. 8.12 Postup při stanovení minimální tloušťky porušeného vzorku hf



152

Obr. 8.13 Postup měření minimální tloušťky porušeného penetračního disku

Závislost síla-posunutí razníku je významně ovlivněna teplotou (viz obr. 8.14). Z tohoto

důvodu musí být penetrační test proveden při konstantní teplotě. Pro ohřev nebo ochlazování

vzorku při penetračních testech za zvýšených nebo nízkých teplot může být použito jakékoliv

metody, která spolehlivě zajistí výše uvedený požadavek a umožní měření teploty vzorku

s dostatečnou přesností.

0

500

1000

1500

2000

2500

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Posunutí razníku [mm]

Síl

a [

N]

-100°C

-40°C

-60°C

-175°C

20°C

Obr. 8.14 Vliv teploty na tvar závislosti síla-posunutí razníku

Na obr. 8.15 je uvedeno zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot (do

400°C) a jeho umístění do rámu elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10.



153

Obr. 8.15 Zkušební zařízení pro penetrační testy za zvýšených teplot

(do 400 °C)

Schéma zařízení používaného pro zkoušky za záporných teplot do cca

-193 °C je uvedeno na obr. 8.16. Na obr. 8.17 je pak uvedeno jeho umístění do rámu

elektromechanického zkušebního zařízení INOVA TSM 10.



154

Obr. 8.16 Schéma zařízení pro penetrační testy za nízkých teplot

Vychlazovací

nádoba

Měřící

termočlánek

Příčník

zkušebního

stroje

Nosný rám

zkušebního

stroje

Snímač síly

Obr. 8.17 Zkušební zařízení pro penetrační testy za snížených teplot



155

8.6 Stanovení mechanických charakteristik z výsledků penetračních testů

Výsledkem penetračního testu je závislost síla-posunutí razníku. Všechny veličiny

získané z této závislosti (Fe, Fm, um, uf, ESP) jsou více či méně závislé na poloměru razníku r,

průměru spodní opěrné matrice D a počáteční tloušťce zkušebního vzorku h0. Metody, použité

pro stanovení pevnostních a křehkolomových charakteristik z výsledků těchto zkoušek proto

musí tuto skutečnost respektovat.

8.6.1 Stanovení meze kluzu Re (Rp,0,2) a meze pevnosti Rm oceli z výsledků

penetračních testů

Existují dva významně odlišné přístupy ke stanovení meze kluzu a meze pevnosti

materiálu ze závislosti síla-posunutí razníku:

1. Stanovení meze kluzu a meze pevnosti materiálu z empiricky stanovených korelací mezi

výsledky standardizovaných zkoušek tahem a parametry penetračních testů.

2. Metody využívající matematického modelování pomocí metody konečných prvků a

neuronových sítí.

Na obr. 8.18 a obr. 8.19 jsou uvedeny korelační závislosti pro mez kluzu a mez pevnosti,

stanovené ve společnosti MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., pro ocel

15 128.

Re = A.Pe/(h2) + B

R = 0,96

0

200

400

600

800

1000

1200

0 500 1000 1500 2000 2500

Fe /(h02) [MPa]

Mez

klu

zu [

MPa]

Obr. 8. 18 Korelační závislost mezi mezí kluzu a velikostí síly Fe stanovená pro ocel 15 128



156

Rm = A.(Pm/(dm.h)) - B

R = 0,96

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400

Fm /(um .h0) [MPa]

Mez p

evn

osti

[M

Pa]

Obr. 8.19 Korelační závislost mezi mezí pevnosti a parametry penetračního testu stanovená

pro ocel 15 128

Vzhledem k tomu, že veličiny Fe, Fm i um jsou významně ovlivněny jak zařízením

používaným pro penetrační testy, tak tloušťkou penetračního vzorku, nejsou publikované

korelační závislosti obecně použitelné a musí být stanoveny pro dané zkušební zařízení a

používaný tvar zkušebního vzorku.

8.6.2 Stanovení tranzitního chování oceli z výsledků penetračních testů

Na základě výsledků zkoušek rázem v ohybu a výsledků penetračních testů v teplotním

intervalu -196 °C ÷ +60 °C bylo jednoznačně prokázáno, že u ocelí, u kterých teplotní

závislost vrubové houževnatosti, stanovovaná na zkušebních tělesech Charpy s V vrubem,

vykazuje tranzitní chování, lze pozorovat tranzitní chování rovněž u teplotní závislosti

lomové energie penetračního testu (viz obr. 8.20). Této skutečnosti se využívá pro stanovení

tranzitní teploty DBTT (Ductile Brittle Transition Temperature) přechodu křehký-tvárný lom

z výsledků penetračních testů. Tranzitní teplota může být určena buď teplotou FATT

(Fracture Appearance Transition Temperature), resp. T41J, tedy teplotou odpovídající

nárazové práci 41J. Na obr. 8. 21 jsou uvedeny teplotní závislosti lomové energie stanovené

penetračními testy u materiálu turbinové skříně (422740.6) a turbinového rotoru z CrMoV

oceli. Lomová energie s klesající teplotou postupně vzrůstá, až dosáhne maximální hodnoty, a

při dalším snižování teploty začne výrazně klesat. Tranzitní teplota TSP je definována jako

teplota odpovídající polovině součtu nejvyšší a nejnižší lomové energie v tranzitní oblasti

stanovené z experimentálně naměřených dat metodou nejmenších čtverců.



157

15 128

podélný směr

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450

Teplota [K]

Lo

mo

vá e

nerg

ie [

N*m

m]

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

po

díl h

ou

ževn

até

ho

lo

mu

[%]

malé vzorky

standardizovaná tělesa

T¨SP

FATT

Obr. 8. 20 Porovnání teplotní závislosti lomové energie při kuličkovém „Bulge“ testu a

teplotní závislosti podílu houževnatého lomu.

0

500

1000

1500

2000

2500

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320

Teplota [K]

E [

N*m

m]

materiál 422740.6

Cr-Mo-V ocel

TSP

Obr. 8.21 Teplotní závislosti lomové energie penetračního testu pro turbinovou skříň a

turbínový rotor z CrMoV oceli.

V řadě prací pak byla prokázána existence jednoduchého vztahu mezi tranzitní teplotou

TSP (Small Punch Ductile Brittle Transition Temperature), stanovenou na základě výsledků

penetračních testů, a FATT, stanovenou na základě rázových zkoušek v ohybu na zkušebních

tělesech Charpy s V vrubem, ve tvaru:

FATT = α . TSP (8.1)



158

resp. FATT = α . TSP + β (8.2)

Na obr. 8.22 je uvedena korelační závislost mezi FATT a TSP stanovená ve společnosti

MATERIÁLOVÝ A METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., pro uhlíkové a nízkolegované

oceli.

FATT = 2,3661.TSP - 10,639

R= 0,92

150

200

250

300

350

80 90 100 110 120 130 140

TSP [K]

FA

TT

[K

]

Obr.8.22 Korelační závislost mezi FATT a TSP stanovená pro uhlíkové a nízkolegované oceli.

TSP stanovena kuličkovým penetračním „Bulge“ testem

8.6.3 Odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů

Existují tři přístupy pro odhad lomové houževnatosti (KIC a JIC) materiálu z výsledků

penetračních testů. Dva z nich jsou založeny na empirických korelacích, třetí, navržený EPRI,

je založen na analýze výsledků penetračního testu a stanovení hustoty deformační energie

odpovídající iniciaci trhliny při penetračním testu.

8.6.3.1 Dvoustupňová metoda stanovení KIC

Odhad lomové houževnatosti je v tomto případě proveden na základě:

1. stanovení empirické závislosti mezi tranzitní teplotou TSP stanovenou z výsledků

penetračních testů v rozmezí teplot -185 °C ÷ +20 °C a FATT stanovenou z výsledků

zkoušek rázem v ohybu na tělesech Charpy s V vrubem,

2. znalosti empirické závislosti mezi FATT a KIC.

8.6.3.2 Přímý odhad lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů

Pro případy, kdy je lomové chování konstrukčních ocelí popsáno parametry

elastoplastické lomové mechaniky, byla odvozena závislost mezi JIC a ekvivalentní lomovou

deformací εf. Hodnota JIC je korelována s lomovou deformací vzorku εf pomocí vztahu



158

JIC = K . εf - Jo (8.3)

kde K a Jo jsou konstanty. Efektivní lomová deformace εf je vyjádřena vztahem

f

of

h

hln (8.4)

Na obr. 8.23 je uvedena empirická korelace pro stanovení lomové houževnatosti vyjádřené

parametrem J0,2BL pro ocel 15 128.

Obr. 8.23 Empirická korelace pro stanovení lomové houževnatosti z výsledků penetračních

testů stanovená pro ocel 15 128.

8.6.3.3 EPRI-FAA inovovaný přístup pro odhad lomové houževnatosti JIC

Tento přístup, navržený pro EPRI společností FAA (Failure Analysis Associates, Inc.),

hodnotí lomové chování na základě hustoty deformační energie potřebné pro iniciaci trhliny

při penetračním testu. Postup použitý pro stanovení lomové houževnatosti materiálu

z výsledku jednoho penetračního testu je následující:

záznam závislosti zatížení – posunutí razníku v průběhu penetračního testu při

současném monitorování povrchu zkušebního tělesa pro identifikaci okamžiku iniciace

trhliny,

stanovení závislosti σ – ε pro tahovou zkoušku ze závislosti zatížení – posunutí razníku

získané v průběhu penetračního testu (viz kap. 4.1.2),

stanovení hustoty deformační energie odpovídající iniciaci trhliny při penetračním testu,



159

stanovení lomové houževnatosti JIC z odhadu síly, při které je dosaženo kritické hustoty

deformační energie na čele trhliny u standardizovaného zkušebního tělesa pro stanovení

lomové houževnatosti.



160

Shrnutí pojmů


Penetrační test.

Razník s hemisférickou plochou.

Bulge test, střihový test, ohybový test.

CEN Workshop Agreement.

Tranzitní teplota penetračního testu.

FATT.

Stádia kuličkového penetračního testu.

Lomová energie ESP

.

Lomová deformace εf.


1) Co jsou to aktuální mechanické vlastnosti?

2) Jaký je princip penetračního testu?

3) Jaký je rozdíl mezi Bulge testem a střihovým testem?

4) Jaké mechanické charakteristiky jsou stanovovány penetračními testy?

5) Jaké znáte metody stanovení meze kluzu a meze pevnosti z výsledků penetračních testů?

6) Jaké znáte metody odhadu lomové houževnatosti z výsledků penetračních testů?

7) Jak je definována lomová energie penetračního testu ESP

?

8) Jak je definována lomová deformace εf penetračního testu ?



161


[1] CEN WORKSHOP AGREEMENT “Small Punch Test Method for Metallic Materials”

CWA 15627:2007 D/E/F, December 2007.

[2] MATOCHA,K.: Hodnocení mechanických vlastností konstrukčních ocelí pomocí

penetračních testů. Monografie. Vydala VŠB- TU Ostrava & MATERIÁLOVÝ A

METALURGICKÝ VÝZKUM s.r.o., 2010, obálka a tisk GEP ARTS s.r.o., ISBN 978-

80-248-2223-5.

[3] Conference proceedings of the 1st International Conference SSTT „Determination of

Mechanical Properties of Materials by Small Punch and other Miniature Testing

Techniques, August 31 to September 2, 2010, ISSN 0018-8069, ISBN 978-80-254-

7994-0.

[4] Conference proceedings of the 2nd

International Conference SSTT „Determination of

Mechanical properties of Materials by Small Punch and other Miniature Testing

Techniques“. October 2 to 4, 2012, Ostrava, Czech Rep., ISBN 978-80-260-0079-2.

Date post:	12-Aug-2021
Category:	Documents
Upload:	others
View:	0 times
Download:	0 times

SPECIÁLNÍ ZKUŠEBNÍ METODYkatedry.fmmi.vsb.cz/Modin_Animace/Opory/03... · 5.6.2.2...

Documents