5-6 | 2013
ZVÁR ANIE
odborný časopis so zameraním na zváranie a príbuzné technológie | ročník 62
SVAŘOVÁNÍ
ISSN 0044-5525
RENOVÁCIE
VODNÝCH TURBÍN
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 1 / 2 0 0 8
a
O B SAH
■ ODB ORNÉ ČLÁNKY
95 K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí
COR | VÁCLAV LINHART – RADEK MOLL – ZDENĚK MIŠTA
105 Zvyšovanie životnosti obežných kolies vodných turbín
pretavovaním elektrickým oblúkom | MARTIN VITÁSEK
111 Inžinierska interpretácia tranzitnej teploty feritických ocelí |
TIBOR ŠMIDA – VLADIMÍR MAGULA
5-6/2013
62. ročník
Odborný časopis so zameraním na
zváranie, spájkovanie, lepenie, rezanie,
striekanie, materiálové inžinierstvo
a tepelné spracovanie, mechanické
a nedeštruktívne skúšanie materiálov
a zvarkov, zabezpečenie kvality,
hygieny a bezpečnosti práce.
Odborné články sú recenzované.
■ ZVÁRANIE PRE PRAX
Periodicita 6 dvojčísel ročne.
Evid. č. MK SR EV. 203/08
117 Antikavitačné materiály predlžujú životnosť energetických
Vydáva
zariadení | PETER POTOCKÝ
■ INFORMÁCIE – ROZHOVORY
120 Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR z VÚZ – PI SR Bratislava
užívateľovi SAG Elektrovod, a. s. | TIBOR ZAJÍC – MARIAN
BARTOŠ
Výskumný ústav zváračský
Priemyselný inštitút SR
člen medzinárodných organizácií
International Institute
of Welding (IIW)
a European Federation
for Welding, Joining
and Cutting (EWF)
Generálny riaditeľ: Ing. Peter Klamo
■ LAB ORATÓRNE ZARIADENIA
129 Spalovací analyzátor s bezúdržbovým provedením | ERIC S.
BILLERICA
■ AKCIE
128 Stretnutie priemyslu – tento rok v októbri
142 Detviansky zvar má svojho víťaza | REDAKCIA
Šéfredaktor: Ing. Tibor Zajíc
Redakčná rada:
Predseda: prof. Ing. Pavol Juhás, DrSc.
Podpredseda:
prof. Ing. Peter Grgač, CSc.
Členovia: Ing. Jiří Brynda, Ing. Pavel Flégl,
prof. Ing. Ernest Gondár, PhD., Ing. Ivan Horňák,
doc. Ing. Viliam Hrnčiar, PhD., doc. Ing. Július
Hudák, PhD., prof. Ing. Jozef Janovec, DrSc.,
doc. Ing. Karol Kálna, DrSc., Ing. Július
Krajčovič, Dr. Ing. Zdeněk Kuboň,
doc. Ing. Vladimír Magula, PhD., doc. Ing. Harold
Mäsiar, PhD., Ing. Ľuboš Mráz, PhD.,
Ing. Miroslav Mucha, PhD., doc. Ing. Jozef
Pecha, PhD., Ing. Pavol Radič, doc. Ing. Pavol
Sejč, PhD., Dr. Ing. František Simančík,
Ing. Tomáš Žáček, PhD.
Preklady: Mgr. Silvia Potočná
■ PREDSTAVUJEME ZVÁRAČSKÉ ČASOPISY
133 Obsah časopisu Welding Journal 2012 | REDAKCIA
■ JUBILEUM
139 Ing. Jiří Brynda oslavil sedmdesátiny
■ SPOMÍNAME
140 Doc. Ing. Miloslav Holzman, CSc., už nie je medzi nami
94
Adresa a kontakty na redakciu:
Výskumný ústav zváračský
Priemyselný inštitút SR
redakcia časopisu ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ
Račianska 71, 832 59 Bratislava 3
tel.: +421/(0)2/49 246 514, 49 246 300,
fax: +421/(0)2/49 246 296
e-mail: [email protected]
http://www.vuz.sk
Grafická príprava:
TYPOCON, s. r. o., Bratislava
tel./fax: +421/(0)2/44 45 71 61
Tlač: FIDAT, s. r. o., Bratislava
tel./fax: +421/(0)2/45 258 463
Distribúcia: VÚZ – PI SR, RIKA
a Slovenská pošta, a. s.
Objednávky časopisu
prijíma VÚZ – PI SR, každá pošta
a doručovatelia Slovenskej pošty.
Objednávky do zahraničia vybavuje
VÚZ – PI SR; Slovenská pošta, a. s.,
Stredisko predplatného tlače,
Uzbecká 4, P.O.BOX 164, 820 14 Bratislava 214,
e-mail: [email protected];
do ČR aj RIKA (Popradská 55,
821 06 Bratislava 214) a VÚZ – PI SR.
Cena dvojčísla: 4 €
pre zahraničie: 4,20 € bez DPH, 5 € s DPH
Toto dvojčíslo vyšlo v júli 2013
© VÚZ – PI SR, Bratislava 2013
ZaZobsahovú
správnosť inzercie
VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ
| 1/ 2 0 0 8
zodpovedá jej objednávateľ
O D B O R N É Č L Á NKY
K problémům návarů na oběžných kolech
vodních turbin z ocelí COR
The issues of COR steel weld deposits on water turbine rotors
VÁCLAV LINHAR T – R A D E K M OL L – Z D E N Ě K M I Š TA
Ing. V. Linhart, CSc., SVÚM a.s. Praha – Ing. R. Moll, EWE/IWE, ČKD Blansko Holding, a.s. – Ing. Z. Mišta, ČEZ, a.s., Vodní elektrárny Štěchovice,
Česká republika
Vliv návarů na únavovou pevnost, provedených technologiemi, které se pro navařování běžně používají 
Přídavný materiál mar tenziticko-austenitického typu s vyšší houževnatostí svarového kovu typu
AVESTA 248 SV  Porovnání výsledků únavových zkoušek tyčí s plošným návarem a tyčí bez návaru 
Porovnání tvrdosti návarové vrstvy a základního materiálu
Influence of weld deposits applied using common technologies on fatigue strength. Additive material
of martensite-austenite type and higher toughness of the weld metal of AVESTA 248 SV type. Comparison
of fatigue test results of rods with planar weld deposits and rods without weld deposits. Hardness
comparison of the weld deposit layer and the base material.
Při výrobě a v provozu vodních
turbin jsou časté případy, kdy
je nutné provést navařování částí
oběžných kol, někdy značných rozměrů. V současné době se oběžná
kola nejčastěji vyrábějí z ocelí COR
typu 13Cr, (4 a 6) Ni, Mo. Ve výrobě
oběžných kol Francisových i Kaplanových turbin se návarů někdy využívá při úpravách ohrubovaných
odlitků k dosažení správné geometrie a rozměrů lopat. V provozních
podmínkách dochází pak běžně po
delší době na některých exponovaných částech oběžných kol k lokálnímu úbytku materiálu účinky kavitace a erose, a je pak nutné provádět
opravy navařením. Od návarů se vyžaduje, aby měly dostatečnou korozní odolnost, pokud možno na
úrovni základního materiálu částí.
Současně se také vyžadují mechanické vlastnosti blízké vlastnostem
základního materiálu oběžných kol,
zejména hodnoty meze kluzu, pevnosti a houževnatosti.
Ve výrobě a zejména pak při opravách v provozních podmínkách turbin je přitom nutné počítat s tím, že
oběžné kolo nelze po provedení návarů vyžíhat.
Části oběžných kol, zejména lopaty a oblasti jejich připojení k náboji
a k věnci, jsou vystaveny za provozu
proměnlivému namáhání od náporu
vody a od vibrací. Byly zaznamenány případy, kdy z těchto důvodů na
oběžných kolech za provozu vznikly
únavové trhliny.
Vzniká otázka, do jaké míry mohou návary ovlivnit únavovou pevnost takto upravovaných částí. Ten-
>
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Tab. 1 Základní chemické složení oceli (% hm.)
Tab. 1 Basic chemical composition of steel (% of weight)
C
0,055
Si
0,39
Mn
0,85
Cr
13,45
Ni
6,26
Mo
0,28
S
0,029
P
0,021
Tab. 2 Mechanické vlastnosti základního materiálu dech ŠKODA Plzeň a.s., v daném
Tab. 2 Mechanical properties of the base material případě jako odlitky desek značné
Rp0,2
(MPa)
852
Rm
(MPa)
953
A
(%)
12,5
Z
(%)
18,5
to problém byl například aktuální
u oběžných kol turbin vysokého výkonu na Přečerpávací Vodní Elektrárně Dlouhé Stráně (PVEDS) na
Moravě, vyrobených z oceli typu
COR, Cr13Ni6Mo.
V našem programu [1 – 3] jsme se
zabývali u tohoto materiálu vlivem
návarů na únavovou pevnost, provedených technologiemi, které se
pro navařování běžně používají. Vedle vlivu plošného návaru byly získány i podklady o vlivu případného
zavařování vad typu pórů a drobných ředin. S jejich výskytem je třeba u odlitků částí oběžných kol počítat.
Práce se uskutečnily ve spolupráci
se závodem ČKD Blansko Holding,
a.s., který je tradičním výrobcem
a exportérem vodních strojů.
1 K ZÁKLADNÍMU MATERIÁLU
A K POUŽITÝM
TECHNOLOGIÍM NÁVARŮ
1.1 Základní materiál
V programu byla použita ocel COR
Cr13Ni6Mo, vyrobená v souladu se
standardem ON 42 2961.6 v závo-
tloušťky. Základní chemické složení
oceli je v tab 1. Stanovené základní
mechanické vlastnosti tohoto materiálu jsou uvedeny v tab.2.
Zjištěná hodnota meze pevnosti je
na horní hranici rozmezí uvedeného
ve standardu ON 42 2961.6, které je
700 až 900 MPa.
1.2 Zkušební tyče pro únavové
zkoušky
Tvar zkušebních tyčí pro únavové
zkoušky s návarem, po konečném
opracování je na obr. 1. Jednalo se
o ploché tyče s tloušťkou 10 mm,
s jednostranným návarem. Na obr. 2
je dále uvedena zkušební tyč stejné tloušťky s modelem póru ø 3 mm
nezavařeným.
1.3 K technologii navařování
Vzhledem k tomu, že jak již bylo uvedeno, navařené částí nejsou následně žíhány, což je v souladu s praxí
na oběžných kolech, byl zvolen přídavný materiál martenziticko-austenitického typu s vyšší houževnatostí svarového kovu, typu AVESTA
248 SV. Tento přídavný materiál zaručuje proti přídavnému materiálu typu COR 13Cr6NiMo (dále jen
COR13/6Mo), nebo 13Cr4NiMo vyšší zálohu plasticity.
95
K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí COR
Obr. 1 Únavová zkušební tyč s jednostranným návarem
Fig. 1 Fatigue test rod with one-sided weld deposit
přeleštit – polish, návar – weld deposit
Obr. 2 Únavová zkušební tyč s modelem póru
Fig. 2 Fatigue test rod with a pore model
přeleštit – polish
Tab. 3 Plošné navařování obalovanou elektrodou ø 3,25 mm s tímto složením (% hm.)
Tab. 3 Planar surfacing with a coated electrode ø 3,25 mm with the following composition (% of weight)
C
0,037
Si
0,58
Mn
2,9
Cr
16,1
Ni
5,4
Mo
1,11
P
0,020
S
0,07
Nb+Ta
0,03
Cu
0,06
N
0,138
Tab. 4 Chemické složení (% hm.) svařovacího drátu AVESTA 248 SV ø 1,2 mm
Tab. 4 Chemical composition (% of weight) of the welding wire AVESTA 248 SV ø 1,2 mm
C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
Mo
Cu
N
0,018
0,36
1,5
0,009
0,009
16,2
5,5
1,1
0,01
0,040
Část tyčí pro experimentální program byla plošně navařena metodou MMA (111), obalovanou elektrodou tohoto typu, tj. AVESTA 248 SV,
druhá část pak metodou TIG (141),
svařovacím drátem, opět z materiálu
tohoto typu.
Vlastní navařování se uskutečnilo
na polotovarech pro zkušební tyče
z oceli COR 13/6 Mo o větší tloušťce, cca 26 mm, a to na straně s vybráním. Lze očekávat, že při zvolené
větší základní tloušťce částí se navařování co do teplotních podmínek
a vzniklých pnutí bude více přibližovat reálnému stavu na oběžných
kolech. Navařování se navíc uskutečnilo na tyčích upnutých k masivní ocelové stolní desce. K provádění návarů byla zpracována příslušná
základní technologická dokumentace (WPS) [3].
Byly také připraveny zmíněné tyče
s modelovým pórem podle obr. 2
a dále tyče s tímto modelovým pórem upravené zavařením. K usnadnění kvalitního zavaření modelu
póru byla vstupní část otvoru kuželovitě rozšířena frézou. Patní oblast
„póru“ byla ponechána v původním
stavu, podle obr. 2, jako u tyčí bez
závaru.
1.4 Navařování metodou MMA
(111), obalovanou elektrodou
AVESTA 248 SV
Plošné navařování se uskutečnilo
obalovanou elektrodou ø 3,25 mm
(tab. 3), stejnosměrným proudem
(DC+), o intenzitě v rozmezí 70 až
96
110 A, při svařovacím napětí 24 až
28 V. Teplota předehřevu tyčí byla
60 °C. Maximální teplota tyče mezi
etapami navařování byla dodržována v rozmezí mezi teplotami Ms a Mf
základního materiálu, a to na 150 °C.
V průběhu kladení jednotlivých housenek návaru se prováděla vizuální
mezioperační kontrola na trhlinky,
a po dokončení návaru kontrola kapilární metodou. Další kontrola kapilární metodou se uskutečnila po přebroušení návaru. Po navaření nebylo
provedeno žíhání. Případné opravy
se prováděly lokálním vybroušením
a novým navařením, při dodržení
původního technologického postupu.
1.5 Navařování metodou TIG
(141), svařovacím drátem
AVESTA 248 SV
Jako přídavný materiál byl použit svařovací drát AVESTA 248 SV
ø 1,2 mm s tímto chemickým složením (tab. 4). Mechanické vlastnosti
vytaveného svarového kovu: Rp 0,2=
464 MPa, Rm = 840 MPa, A = 23 %.
Wolframová elektroda: W+ Thorium
2 %, ø 2,4 mm. Plynová ochrana:
SIAD / Argon 4.6 EN439/ I1(100%Ar),
průtok 12 – 18 l/min. Navařování se
provádělo stejnosměrným proudem
(DC-) 180 – 220A, svařovací napětí
bylo 22 až 28 V.
Před navařováním byly tyče předehřátý na min 60 °C (max. 90 °C). Maximální teplota mezi etapami navařování byla opět 150 °C. Stejně jako
při navařování elektrodou, bylo při
překročení teploty tělesa na 170 až
190 °C navařování přerušeno, a práce pokračovaly až teplota klesla na
150 °C. Po navaření nebylo provedeno žíhání. Po přebroušení návarové
vrstvy následovala i zde nedestruktivní kontrola kapilární metodou, případná oprava lokálních vad se provedla
vybroušením a opětným zavařením
při dodržení původního předpisu.
2 K ÚNAVOVÝM ZKOUŠKÁM
A K DOSAŽENÝM
VÝSLEDKŮM
Únavové zkoušky se uskutečnily
v SVÚM a.s. na rezonančním únavovém stroji Schenck typu PHT s elektronikou firmy Zwick, při střídavém
namáhání v tahu-tlaku (faktor asymetrie R = σmin / σmax = –1). Frekvence zatěžování byla 34 až 35,5 Hz.
2.1 Tyče s plošným návarem
provedeným metodou MMA
(111), obalovanou elektrodou
Porovnání výsledků únavových
zkoušek tyčí s plošným návarem
elektrodou AVESTA 248 SV a tyčí
bez návaru jsou na obr. 3. Na obrázku jsou uvedeny standardní únavové
diagramy v σ-log N souřadnicích, se
šikmou větví a s oblastí meze únavy. Šikmé větve byly vyhodnoceny
z dosažených výsledků za předpokladu lineárního průběhu v souřadnicích σ-logN.
Z porovnání diagramů v obr. 3 je zřejmé, že tyče s plošným návarem mají
hodnotu meze únavy σC = 100 MPa,
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
Obr. 3 Porovnání výsledků únavových zkoušek tyčí nenavařených a plošně
navařených metodou MMA, obalovanou elektrodou AVESTA 248 SV
Fig. 3 Comparison of fatigue test results of rods with no weld deposit and
with planar weld deposits using the MMA method, with coated electrode
AVESTA 248 SV
napětí – tension, cyklů – cycles, tyče s návarem – rods with the weld
deposit, tyče hladké – rods smooth
Obr. 4 Porovnání výsledků únavových zkoušek tyčí s modelem póru
nezavařeným a zavařeným obalovanou elektrodou AVESTA 248 SV
Fig. 4 Comparison of fatigue test results of rods with the pore model not
closed with a weld and closed with a weld with a coated electrode
AVESTA 248 SV
napětí – tension, tyče s vruby zavařenými – rods with notches closed with
welds, tyče s vruby – rods with notches
Obr. 5 Porovnání výsledků únavových zkoušek nenavařených a plošně
navařených tyčí metodou TIG, svařovacím drátem AVESTA 248 SV
Fig. 5 Comparison of fatigue test results of unsurfaced rods and rods with
planar weld deposits using the TIG method, with welding wire AVESTA 248 SV
napětí – tension, cyklu – cycles, tyče s návarem – rods with weld deposit,
tyče hladké – smooth rods
Obr. 6 Porovnání výsledků únavových zkoušek tyčí s modelem póru
nezavařeného a zavařeného metodou TIG, svařovacím drátem AVESTA
248 SV
Fig. 6 Comparison of fatigue test results of rods with the pore model not
closed with a weld and closed with a weld using the TIG method, with
welding wire AVESTA 248 SV
napětí – tension, cyklů – cycles, tyče s vruby zavařenými – rods with
notches closed with welds, tyče s vruby – rods with notches
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
97
K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí COR
Tab. 5 Návar MMA (111) elektrodou
Tab. 5 Weld deposit with the MMA (111) electrode
Zkušební tyč č.
Test rod no.
A1-4
A3-1
A1-6
A1-1
A1-2
A1-3
A1-3A
A1-8
A1-8A
Tvrdost HV 30
Hardness HV 30
Základní materiál
Base material
307
297
303
296
308
298
298
299
299
Návar
Weld deposit
247
245
273
215
229
228
228
267
267
Tab. 6 Návar TIG (141) svařovacím drátem
Tab. 6 Weld deposit TIG (141) with a welding wire
Zkušební tyč č.
Test rod no.
A3-6A
A3-2A
A3-6
A1-5
A1-1A
A1-3
A3-4
A3-2
A1-1
Tvrdost HV 30
Hardness HV 30
Základní materiál
Base material
299
309
299
306
301
309
302
309
301
což je hodnota poloviční proti tyčím
bez návaru, ze základního materiálu
COR 13/6Mo, která je σC = 200 MPa.
Společným znakem zkoušek je větší
rozptyl výsledků, a to i tyčí bez návaru. Souvisí s tehdy standardní, ale
z dnešního pohledu s nižší kvalitou
základního materiálu COR, a s přítomností častých drobných defektů
v odlitku.
2.2 Tyče s modelem póru
zavařeným metodou MMA (111),
obalovanou elektrodou
Návar
Weld deposit
361
359
361
340
362
348
361
359
362
provedeným metodou TIG (141) svařovacím drátem AVESTA 248 SV
a tyčí bez návaru jsou na obr. 5.
Zjištěná mez únavy tyčí s plošným
návarem je v tomto případě σC =
120 MPa. Opět je významně nižší
nežli tyčí ze základního materiálu,
bez návaru, která je σC = 200 MPa.
2.3 Tyče s modelem póru
zavařeným metodou TIG (141),
svařovacím drátem
Výsledky na tyčích s modelem póru
a tyčí s touto vadou zavařenou metodou TIG (141) jsou na obr. 6.
V tomto případě nebyla hodnota
meze únavy u tyčí se zavařeným
modelem póru pro velký rozptyl stanovena. Podle získaných výsledků
je nižší než 95 MPa, pravděpodobně jen asi σC = 85 až 90 MPa. To
je hodnota významně nižší nežli tyčí
s modelovým pórem bez závaru, σC
= 130 MPa.
3 POROVNÁNÍ TVRDOSTI
NÁVAROVÉ VRSTVY
A ZÁKLADNÍHO MATERIÁLU
K posouzení příčin nepříznivých
výsledků únavových zkoušek tyčí
s návary se uskutečnilo porovnání tvrdosti na návarech a na základním materiálu. Na jednotlivých
únavových zkušebních tyčích byly
stanoveny hodnoty tvrdosti HV 30
na vnější přebroušené návarové
vrstvě a na nenavařené hlavě této
tyče. Výsledky těchto měření jsou
uvedeny v tab. 5 a 6, u tyčí s plošným návarem obalovanou elektrodou na tab. 5, a u tyčí s plošným návarem provedeným metodou TIG
(141), svařovacím drátem, na tab. 6.
Z tab. 1 vyplývá, že v případě tyčí
navařených elektrodou je tvrdost
základního materiálu vyšší nežli tvrdost návaru. Platí to i při porovnání
vypočtených středních hodnot tvrdosti všech tyčí: 300,6 HV u základního materiálu a 221,3 HV u návaru.
U tyčí navařených metodou TIG
(141), svařovacím drátem, je situace obrácená. Tvrdost návaru je vyšší než základního materiálu. Opět to
platí i při porovnání středních hodnot vyhodnocených u všech tyčí:
303,9 HV u základního materiálu
a 357 HV u návaru.
Únavová pevnost tyčí s modelem
póru, podle obr. 2, byla proti tyčím
hladkým, bez póru, výrazně nižší,
podle obr. 4 σC = 130 MPa, proti σC
= 200 MPa u tyčí hladkých. Snížení
činí 35 %.
Porovnání výsledků únavových zkoušek tyčí s modelovou vadou typu
póru (obr. 2) a tyčí s tímto modelovým pórem zavařených elektrodou
je na obr. 4. Stanovená mez únavy je
v tomto případě u tyčí nezavařených
a zavařených stejná, σC = 130 MPa.
2.3 Tyče s plošným návarem
provedeným metodou TIG (141),
svařovacím drátem
Porovnání výsledků únavových
zkoušek tyčí s plošným návarem
98
Obr. 7 Průběh tvrdosti závarem modelu póru metodou TIG, svařovacím drátem
Fig. 7 Course of hardness through the closing of the pore model by welding using the TIG method,
with welding wire
číslo vtisku – imprint number, návar – weld deposit, TOZ – HAZ, základní materiál – base material
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
Přitom tvrdost základního materiálu zůstává u tyčí navařených oběma způsoby v mezích rozptylu stejná – střední hodnoty 300,6 HV
a 303,9 HV.
Rozdíly tvrdosti návaru a základního
materiálu u modelového póru zavařeného metodou TIG (141) jsou dobře patrné z průběhů na obr. 7.
4 DISKUSE K DOSAŽENÝM
VÝSLEDKŮM
Základním zjištěním z výsledků
únavových zkoušek tyčí z materiálu COR 13/6 Mo, plošně navařených obalovanou elektrodou a metodou TIG (141), svařovacím drátem,
v obou případech s přídavným materiálem AVESTA 248 SV a následně
nežíhaných, je poznatek, že navaření těmito způsoby vedlo k snížení únavové pevnosti části proti stavu bez návaru, z materiálu COR 13/6
Mo. Zjištěné snížení meze únavy
Obr. 8 Charakteristická pásma struktury plošného návaru (TIG, svařovací drát), 1 – návarový kov, 2
– oblast promíšení nataveného přídavného materiálu a materiálu základního, 3 – částečně natavený
základní materiál +TOZ, 4 – základní materiál
Fig. 8 Distinctive zones of the planar weld deposit structure (TIG, welding wire), 1 – surfacing metal,
2 – interface area of the melted additive material and the base material, 3 – partially melted base
material +HAZ, 4 – base material
Obr. 9 Hrubá licí struktura návaru, TIG, svařovací drát (1)
Fig. 9 Coarse cast structure of the weld deposit, TIG, welding wire (1)
bylo u obou postupů navařování významné. Dosahovalo 50 % u tyčí navařených elektrodou a 40 % u tyčí
navařených metodou TIG (141),
svařovacím drátem. Je třeba znovu
zdůraznit, že tyče nebyly po navaření žíhány na snížení pnutí PWHT,
z dříve uvedených důvodů.
• Podle výsledků měření tvrdosti
by rozdílná tvrdost návaru a základního materiálu mohla hrát při
výsledcích únavových zkoušek
určitou roli. U návaru elektrodou
(111) je tvrdost návaru výrazně
nižší nežli základního materiálu,
a proto by se snížení meze únavy s tímto faktorem mohlo spojovat. Na druhé straně, u návarů
metodou TIG (141), svařovacím
drátem, jsou hodnoty tvrdosti návarové vrstvy vyšší než základního materiálu tyčí. Přitom snížení
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr. 10 Hrubá jehlicovitá struktura promíšené natavené vrstvy (2). Návar
metodou TIG, svařovacím drátem
Fig. 10 Coarse needle-shaped structure of the interface melted layer(2).
Weld deposit using the TIG method, with a welding wire
meze únavy je v tomto případě
rovněž výrazné, 40 %, i když poněkud nižší, než u návarů elektrodou, kde je 50 %. Vyšší hodnoty
tvrdosti návarové vrstvy mohly
toto určité zvýšení meze únavy
proti tyčím navařeným elektrodou
příznivě ovlivnit, ale tento vliv, jak
ještě uvidíme dále, se při celkovém hodnocení nejeví jako jednoznačný.
• K objasnění příčin nízkých hodnot únavové pevnosti tyčí s návary významně přispěl fraktografický rozbor únavových lomů,
zejména v místech jejich iniciace.
U velké části tyčí s plošným návarem provedeným metodou MMA
(111), obalovanou elektrodou i metodou TIG (141), svařovacím drátem,
únavový lom inicioval pod návarem,
v místech tepelně ovlivněných pro-
cesem navařování. Někdy vznikl poblíž boku tyče, nebo přímo na boku
tyče v místech, kde ovlivnění návarem končilo. Mnohdy inicioval v místech s drobnými vadami v základním materiálu. Při převažující iniciaci
únavových lomů u tyčí s plošným
návarem mimo vlastní návarovou
vrstvu, se pak nejeví vliv tvrdosti této
vrstvy z hlediska únavové pevnosti
jako rozhodující.
Únavový lom často inicioval v přechodových zónách návaru. Jednotlivá charakteristická pásma v přechodu z návaru do základního materiálu
jsou patrná ze snímku na obr. 8. Pod
vrstvou s návarovým kovem (1), detail struktury je na obr. 9, leží oblast
se strukturou tvořenou promíšením
přetaveného přídavného materiálu
a přetaveného materiálu základního (2), obr. 10. Pod touto oblastí je
99
K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí COR
Obr. 11 Hrubá struktura částečně natavené vrstvy základního materiálu
a TOZ (3). Návar obalovanou elektrodou
Fig. 11 Coarse structure of the partially melted based material layer and
HAZ (3). Weld deposit with a coated electrode
Obr.12 Hrubá martenzitická struktura základního materiálu (4).
Tyč s návarem obalovanou elektrodou
Fig. 12 Coarse martensitic structure of the base material (4).
Rod with a weld deposit applied with a coated electrode
Obr.13a Únavový lom tyče s plošným návarem, obalovanou elektrodou.
Iniciace lomu pod návarovou vrstvou, v místě při boku tyče
Fig. 13a Fatigue fracture of a rod with a planar weld deposit, with a coated
electrode. Fracture initiation below the weld deposit layer, at a point at the
rod side
Obr.13b Detailní snímek v místě iniciace únavového lomu s drobnými
vadami. K obr. 13a
Fig. 13b Detailed image at the point of fatigue fracture initiation with minor
defects. To Fig. 13a
Obr.14a Únavový lom tyče s plošným návarem, obalovanou elektrodou.
Iniciace lomu pod návarovou vrstvou na boku tyče
Fig. 14a Fatigue fracture of a rod with a planar weld deposit, with a coated
electrode. Fracture initiation below the weld deposit layer at the rod side
Obr.14b Detailní snímek v místě iniciace únavového lomu na boku tyče,
v místě s drobnými vadami. K obr. 14a
Fig. 14b Detailed image at the point of fatigue fracture initiation at the rod
side, at a place with minor defects. To Fig. 14a
pak pásmo (3) částečně přetaveného základního materiálu a tepelně
ovlivněné pásmo základní struktury
(obr. 11). Snímek struktury základního materiálu pod těmito pásmy (4) je
na obr. 12. Ze snímků je zřejmé, že
struktura ve všech oblastech ovliv-
100
něných svařováním je poměrně hrubá. Totéž platí i o struktuře základního materiálu.
Příklady iniciace únavových lomů
v přechodových oblastech návaru, nebo pod návarem v základním
materiálu u návarů provedených
elektrodou jsou na fraktografických
snímcích. Příklad vzniku únavového
lomu na drobné slévárenské vadě
těsně pod návarem, při boku tyče je
na obr. 13a, b. Oblast návaru je na
obrázcích vyznačena bílým proužkem. Na obr. 14a, b je příklad iniciace
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
Obr.15a Únavový lom tyče s plošným návarem, obalovnou elektrodou.
Iniciace lomu v návarové vrstvě na póru
Fig. 15a Fatigue fracture of a rod with a planar weld deposit, with a coated
electrode. Fracture initiation in the weld deposit layer on the pore
Obr. 15b Detailní snímek v místě iniciace únavového lomu na póru.
K obr. 15a
Fig. 15b Detailed image at the point of fatigue fracture initiation on the
pore. To Fig. 15a
Obr.16a Únavový lom tyče s plošným návarem, TIG. Iniciace lomu pod
návarovou vrstvou, při boku tyče
Fig. 16a Fatigue fracture of a rod with a planar weld deposit, TIG. Fracture
initiation below the weld deposit layer, at the rod side
Obr.16b Detailní snímek v místě iniciace únavového lomu na drobných
vadách. K obr. 16a
Fig. 16b Detailed image at the point of fatigue fracture initiation on minor
defects. To Fig. 16a
únavového lomu na boku pod vrstvou návaru částečně přelitého přes
bok tyče. K přelití návarového kovu
přes boky docházelo u tyčí navařených elektrodou. Někdy, ojediněle, vznikl únavový lom na navařené
tyči na póru v návarové vrstvě, obr.15a, b. To dokládá citlivost návarů
na tyto defekty, potvrzenou i zkušeností s konkrétním příkladem vzniku
únavového lomu na lopatě oběžného kola v praxi.
Obdobný charakter měly i únavové
lomy na zkušebních tyčích plošně
navařených metodou TIG (141), svařovacím drátem, stejným typem přídavného materiálu, tj. AVESTA 248
SV. Na obr.16a, b to dokládá příklad
iniciace únavového lomu na tyči
s návarem touto technologií z místa pod návarem, poblíž boku tyče.
Únavový lom v tomto případě opět
inicioval na drobné licí vadě.
Podle získaných výsledků je zřejmé,
že hlavní příčinou vzniku únavových
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
lomů, a tudíž i nízkých hodnot mezí
únavy tyčí s návarem jsou nepříznivé vlastnosti tepelně ovlivněných
přechodových vrstev pod návarem,
s hrubou strukturou. Významný vliv
mají ovšem také pnutí, která působí
v těchto pásmech a v základním materiálu při návaru. Při vysokých hodnotách meze kluzu základního materiálu i návaru je nutné počítat s tím,
že úroveň zbylých pnutí v návarech
a v přechodových oblastech návaru
je vysoká.
Spolu s těmito faktory sehrávají nepříznivou úlohu i drobné licí vady,
na kterých podle našich výsledků
únavové lomy často iniciovaly. Lze
očekávat, že příznivější únavové
vlastnosti by se rozhodně projevily
u základního materiálu bez těchto
drobných vad.
• Únavové lomy na tyčích s modelovými póry zavařenými elektrodou iniciovaly z hlediska polohy k návarové vrstvě obdobně
jako u tyčí s plošným návarem.
Ve většině případů vznikly pod
návarem, v přechodových oblastech návaru, nebo v základním
materiálu, v těsné blízkosti těchto oblastí, často v místech s drobnými licími vadami. Příkladem tohoto typu únavových lomů je obr.
17a, b. Přesto, že tvrdost návarové vrstvy byla v tomto případě nižší než základního materiálu, vznikl únavový lom ve vlastním
návaru jen výjimečně.
• U tyčí s modelovým pórem zavařeným metodou TIG (141), svařovacím drátem, je situace, pokud
se týče vzniku únavového lomu,
od předchozího případu odlišná.
Při tomto způsobu zavaření póru
došlo ve většině případů ke vzniku únavového lomu v návarové
vrstvě. Tento výsledek překvapuje, přihlédneme-li ke skutečnosti,
že tvrdost návaru je podle obr. 7
významně vyšší než základního
101
K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí COR
Obr.17a Únavový lom tyče s modelovým pórem zavařeným obalovanou
elektrodou
Fig. 17a Fatigue fracture of a rod with a model pore closed by weld with
a coated electrode
Obr.17b Detailní snímek v oblasti iniciace únavového lomu pod závarem
póru. K obr. 17a
Fig. 17b Detailed image at the point of fatigue fracture initiation below the
pore closed by weld. To Fig. 17a
Obr. 18a Únavový lom tyče s modelovým pórem zavařeným metodou
TIG, svařovacím drátem. Iniciace lomu v návaru, na povrchu
Fig. 18a Fatigue fracture of a rod with a model pore closed by weld using
the TIG method, with a welding wire. Fracture initiation in the weld deposit,
on the surface
Obr. 18b Detailní snímek oblasti vzniku únavového lomu. K obr. 18a
Fig. 18b Detailed image of the fatigue fracture initiation area. To Fig. 18a
materiálu. Příklad iniciace únavového lomu v těchto případech je
na obr. 18a, b. Vedle hlavní trhliny v návarovém kovu, která vedla k porušení tyče, vznikly na této
tyči a také na některých dalších
tyčích ještě sekundární únavové
trhlinky, a to po hranicích návaru a v oblasti ovlivněné teplotním
polem při zavařování (obr. 19).
Svědčí o tom že úroveň únavové
pevnosti v těchto místech a v návarové vrstvě není ve skutečnosti
podstatně rozdílná.
Také tyto výsledky na tyčích s lokálním závarem znovu potvrzují, že hodnoty meze únavy nejsou rozhodující
měrou ovlivněny tvrdostí, ale zejména vlivem struktury a vysokou úrovní
zbytkových pnutí v lokálním závaru
a v přechodových jeho oblastech.
• Vraťme se ještě k zjištěným nízkým hodnotám meze únavy základního materiálu COR 13/6 Mo.
U tvářeného materiálu dané pevnosti, Rm = 950 MPa, je obvyk-
102
le hodnota meze únavy při namáhání v tahu-tlaku rovna 0.35x
Rm, což je cca 332 MPa. Zjištěná
nízká hodnota u litého materiálu,
jen σC = 200 MPa, souvisí zejména s přítomností četných drobných vad v litém materiálu a také
s hrubou jeho základní strukturou
(obr. 12). Nepříznivý vliv drobných
vad v základním materiálu potvrdily výsledky fraktografických šetření na četných lomech nenavařených tyčí. Únavový lom velice
často inicioval právě na těchto
drobných defektech, jak je to patrné na obr. 20. Lze očekávat, že
u materiálu bez těchto metalurgických vad bude únavová pevnost základního materiálu i navařených částí vyšší.
Na druhé straně přítomnost drobných defektů v základním materiálu vedla k tomu, že jeho citlivost na
vruby byla nižší. Projevilo se to i nižším účinkem modelového póru na
únavovou pevnost. Únavový vrubo-
vý činitel póru v našem případě byl
k = σC / σCvrub. = 1,54, což není hodnota vysoká.
ZÁVĚR
U částí z lité oceli COR 13Cr6NiMo,
běžně používané ve vodní energetice na lopaty a oběžná kola Francisových a Kaplanových turbin, byly získány podklady o vlivu navařování na
únavovou pevnost. Technologie navařování se na oběžných kolech turbin běžně užívá ve výrobě, a k opravám v provozu turbin. Problémem,
který nepříznivě ovlivňuje únavové
vlastnosti je, že po navaření nelze
obvykle provést žíhání na odstranění pnutí.
• Jednalo se o návary provedené
metodou MMA (111), obalovanou
elektrodou, a pak metodou TIG
(141), svařovacím drátem, v obou
případech s přídavným materiálem martenziticko-austenitického
typu, AVESTA 248 SV.
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
V obou případech byly porovnány
únavové křivky a meze únavy tyčí
při střídavém namáhání v tahu –
tlaku, bez návaru a s plošným návarem, a dále tyčí s nezavařeným
a zavařeným modelem póru.
Provedení návarů, bez následného žíhání, vedlo podle výsledků únavových zkoušek, při obou
použitých postupech ke snížení
meze únavy tyčí o 40 % až 50 %.
• Mez únavy zjištěná u tyčí plošně
navařených elektrodou byla σC =
100 MPa, což je hodnota o 50 %
nižší než byla hodnota meze únavy stanovená u tyčí bez návaru,
která je σC = 200 MPa. Mez únavy tyčí plošně navařených metodou TIG (141), svařovacím drátem,
byla σC = 120 MPa, což je hodnota o 40 % nižší než tyčí bez návaru.
• Fraktografické šetření na únavových lomech tyčí navařených
plošně ukázalo, že u převažující části tyčí s návarem, únavové
lomy vznikaly pod návarovou vrstvou, v přechodových pásmech,
nebo v základním materiálu, těsně pod těmito zónami. Přitom
velice často iniciovaly v místech
s drobnými licími vadami.
• Zjištěné nízké hodnoty meze únavy tyčí s návarem podle provedeného rozboru souvisí, vedle zmíněných drobných vad, především
s dalšími významnými faktory:
s vysokou úrovní pnutí v návarové
a v podnávarové tepelně ovlivněné vrstvě, a dále s hrubou strukturou v těchto místech i v základním
materiálu.
• Význam rozdílů tvrdosti návaru
a základního materiálu zjištěné
při obou postupech plošného navařování se nejeví na základě výsledků fraktografických šetření
z hlediska únavové pevnosti jako
rozhodující.
• V případě opravných závarů modelových pórů při použitých technologiích, s přídavným materiálem AVESTA 248 SV byly získány
tyto výsledky:
Při zavaření obalovanou elektrodou
byla mez únavy stejná jako tyčí s pórem nezavařeným, σC = 130 MPa.
Po zavaření metodou TIG (141), svařovacím drátem, byla dosažená mez
únavy jen asi σC = 85 až 90 MPa , tj.
o více než o 27 – 35 % nižší než tyčí
s pórem bez opravy.
• U většiny tyčí s pórem zavařeným
elektrodou, únavové lomy iniciovaly mimo návarovou vrstvu,
v přechodové oblasti svaru, nebo
v základním materiálu pod touto
oblastí.
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr.19 Další únavové trhlinky na tyči se zavařeným pórem metodou TIG, v přechodových oblastech
závaru
Fig. 19 Additional fatigue cracks on the rod with the pore closed by weld using the TIG method, in
transitive areas of the weld deposit
Obr. 20 Únavový lom tyče ze základního materiálu 13Cr6NiMo. Iniciace lomu na povrchu, na
drobných vadách odlitku
Fig. 20 Fatigue fracture of a rod from base material 13Cr6NiMo. Fracture initiation on the surface, on
minor defects
U tyčí s pórem zavařeným metodou TIG (141), svařovacím drátem,
většina únavových lomů iniciovala
naopak v návarové vrstvě. Přitom
tvrdost návarové vrstvy je v tomto
případě vyšší nežli základního materiálu, i než návarové vrstvy uskutečněné elektrodou. Výskyt sekundárních únavových trhlin na tyčích
svědčí však o tom, že rozdíly únavové pevnosti návarové vrstvy
a svarem ovlivněných zón nejsou
výrazné.
Nízké hodnoty mezí únavy u tyčí se
zavařeným pórem souvisí nesporně
s vysokou úrovní tahových zbytkových pnutí v oblasti tohoto lokálního
závaru, ale současně také s nízkou
únavovou pevností přechodových
oblastí svaru s hrubou strukturou.
• Jsou hodnoceny příčiny nižší
únavové pevnosti základního materiálu COR 13Cr6NiMo, ale také
příčiny jeho nižší únavové vrubové citlivosti. V obou případech se
projevil vliv drobných vad v litém
materiálu, a vliv jeho hrubé základní struktury. U materiálu bez
103
K problémům návarů na oběžných kolech vodních turbin z ocelí COR
těchto vad lze očekávat příznivější únavové vlastnosti.
• Výsledky, které se týkají vlivu
pórů a ředin v odlitku z výroby,
zjištěných často až při pravidelných kontrolách oběžných kol po
delším provozu, využívá provozovatel vodních elektráren, podnik ČEZ, a.s., Vodní elektrárny, při
rozhodování o způsobu opravy.
CONCLUSIONS
With regard to COR 13Cr6NiMo cast
steel components commonly used in
the hydro-power industry for Francis
and Kaplan turbine blades and rotors, supporting data were obtained
on the influence of surfacing on fatigue strength. The surfacing technology applied to turbine rotors is
commonly used in manufacturing
and repairs in turbine operations.
The problem having a negative impact on the fatigue properties is that
no annealing to remove tension can
normally be applied after surfacing.
• This concerned weld deposits applied using the MMA method (111),
using a coated electrode, and
then using the TIG method (141),
with welding wire, in both cases
with additive material of martensite-austenite type, AVESTA 248 SV.
In both cases, fatigue curves and
fatigue limits of rods were compared when exposed to alternating tensile - pressure loading,
without the weld deposit and with
a planar weld deposit, and in addition rods with unwelded and
welded pore model.
The execution of weld deposits,
without subsequent annealing,
resulted in both procedures applied, according to the fatigue test
results, in a 40 % to 50 % reduction of fatigue limit of the rods.
• The fatigue limit established in
rods with planar weld deposits
with an electrode was σ C = 100
MPa, which is a value 50 % lower
than the fatigue limit value established in rods without the weld deposit, being σ C = 200 MPa. The
fatigue limit of rods with planar
weld deposits using the TIG method (141), with welding wire, was
σ C = 120 MPa, which is a value
40 % lower than in rods without
the weld deposit.
• A fractographic examination of
the fatigue fractures of rods with
planar weld deposits showed that
in the prevailing part of rods with
the weld deposit, fatigue fractures
arose below the weld deposit
104
layer, in transition zones, or in the
base material, just below these
zones. At the same time, they
were quite frequently initiated in
places with minor casting defects.
• According to the analysis performed, the established low fatigue limit values of rods with the
weld deposit relate, besides the
mentioned minor defects, in particular to other major factors such
as: high tension level in the weld
deposit and sub-weld deposit heat
affected layer, and further to the
coarse structure in these places
as well as in the base material.
• The importance of differences in
hardness of the weld deposit and
of the base material established in
both methods of planar surfacing
does not appear to be decisive as
suggested by fractographic examination results from the viewpoint of fatigue strength.
• The following results were obtained in case of corrective closing of model pores with welds in
the technologies used, with additive material AVESTA 248 SV:
In closing of pores by welding
with a coated electrode, the fatigue limit was the same as in rods
with pores not closed by welding, σ C = 130 MPa. After welding using the TIG method (141),
the welding wire, the fatigue limit
of just approx. σC = 85 to 90 MPa
was achieved, i.e.. more than 27
– 35 % lower than in rods with an
unrepaired pore.
• In most rods with pores closed by
welding with an electrode, fatigue
fractures were initiated outside of
the weld deposit, in the transitive
area of the weld, or in the base
material below this area.
On the other hand, in rods with pores
closed by welding using the TIG
method (141), welding wire, most
of the fatigue fractions were initiated in the weld deposit. At the same
time, the weld deposit hardness is
higher in this case than hardness of
both the base material and the weld
deposit created with an electrode.
However, the occurrence of secondary fatigue cracks is a proof that the
differences in fatigue strength of the
weld deposit and of the weld affected zones are not significant.
The low fatigue limit values in rods
with pores closed with welds are undoubtedly related to the high level of
residual tensile stresses in the area of
this local closing weld, but also to the
low fatigue strength of transitive areas
of the weld with a coarse structure.
• The reasons for lower fatigue
strength of the base material COR
13Cr6NiMo as well as the reasons
for its lower fatigue notch sensitivity are evaluated. The influence of
minor defects in the cast material and the influence of its coarse
base structure were manifested
in both cases. More favourable
fatigue properties can be expected in a material without such defects.
The results concerning the influence
of pores and porosity defects in the
cast from production, established often as late as during regular rotor inspections after longer operation, are
used by the hydro-power station operator, ČEZ, a.s., Vodní elektrárny,
in making decisions on the repair
methods.
Literatura
[1] Linhart, V. a kol.: Vliv opravného
navařování elektrodou AVESTA 248 SV
na únavové vlastnosti oceli Cr13Ni6Mo
pro PVE Dlouhé Stráně. [Výzkumná
zpráva SVÚM a.s. č. 730 067/1], 2008
[2] Linhart, V. a kol.: Vliv opravného
navařování elektrodou TIG s přídavným
materiálem AVESTA 248 SV na
únavové vlastnosti oceli Cr13Ni6Mo
pro PVE Dlouhé Stráně. [Výzkumná
zpráva SVÚM a.s. č. 830 0148], 2008
[3] Moll, R., EWE – Čabla, J., WT:
Dokumentace pro svařování (WPS)
těles pro únavové zkoušky (ČEZ),
2007, 2008
[4] Žák, J.: Oceli CrNi4 až 6 Mo na
masivní odlitky. IVa. Metalurgická
problematika svařování. Slévárenství,
XXIX, č. 12, 1981, s. 502 – 507
[5] Král, J. – Kroupa, V.: Oceli
Cr13Ni4až6Mo na masivní odlitky.
Svařování a opravy odlitků.
Slévárenství, XXX, č. 1, 1982, s. 24 – 29
[6] Ferreño, D.: Failure analysis of a Pelton
turbine manufactured in soft
martensitic steel Casting.
Engng. Failures Analysis, 2011,
18, s. 256 – 270
<
Článok recenzoval:
doc. Ing. Karola Kálna, DrSc., VÚZ – PI SR,
Bratislava
Poznámka recenzenta:
Výsledky skúšok únavy sa majú vyhodnocovať
v logaritmických súradniciach log δ – log N.
Použitie polologaritmických súradníc neovplyvní
podstatne závery výskumu.
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
Zvyšovanie životnosti obežných kolies
vodných turbín pretavovaním
elektrickým oblúkom
Fatigue life increase of water turbine rotors via remelting
MARTIN VITÁSE K
Ing. M. Vitásek, IBOK, a. s., Bratislava, Slovensko
Možnosti úpravy povrchu konštrukčných dielcov naváraním a pretavovaním  Hodnotenie výsledkov
vzoriek, ktorých povrchy sa navarili, resp. pretavili metódami 111, 125, 141 a 141 bez prídavného materiálu
Structural components surface treatment options via surfacing and remelting. Performance evaluation of
specimens having their surfaces surfaced or remelted via methods 111, 125, 141 and 141 without additive
material.
Únava materiálov je spolu s koróziou najčastejším
spôsobom poškodzovania konštrukčných dielcov.
Poškodzovanie materiálov únavou je možné charakterizovať ako proces iniciácie a rastu únavových trhlín. Tieto
napriek tomu, že únavová trhlina (príp. trhliny) môžu rásť
aj relatívne dlhú dobu (mesiace až roky), zostávajú často
neodhalené až do momentu havárie konštrukčného dielca, ktorá môže spôsobiť následné zlyhanie technologického zariadenia, strojnej alebo stavebnej konštrukcie.
Dôsledkom sú v lepšom prípade iba ekonomické škody,
v horšom zranenia ľudí, niekedy aj s fatálnymi následkami. Preto sú podmienky iniciácie a rastu únavových
trhlín predmetom rozsiahlych výskumov prebiehajúcich
od polovice 19. storočia do súčasnosti. Je pochopiteľné, že záujem technikov sa nesústredil iba na hľadanie odpovedí na otázky prečo vznikajú únavové trhliny
a aký je (ako možno popísať) proces ich rastu. Rovnako dôležitou (pre praktikov dôležitejšou) je odpoveď na
otázku, ako je možné iniciácii únavových trhlín zabrániť. Ako vyplýva zo súčasných znalostí o tomto jave, sú
iba 2 základné možnosti, ako zabrániť procesu iniciácie
únavových trhlín: (1) znížiť napätia v materiáli pod medzu únavy, (2) zmeniť materiál. Cieľom predloženého príspevku je zamyslieť sa nad možnosťami, ktoré v tomto
smere poskytuje technológia oblúkového zvárania.
>
ÚNAVOVÉ NAMÁHANIE
Charakteristickým znakom únavového poškodzovania
materiálov je, že opakovane dochádza k lokálnemu namáhaniu materiálu nad medzou únavy, čo má za následok vznik cyklickej plastickej deformácie. Pre vznik únavového poškodenia musia byť preto evidentne splnené
2 podmienky:
1. Materiál musí byť zaťažovaný premenlivým (cyklickým) zaťažením. V podmienkach statického zaťaženia únava materiálu neprebieha.
2. Úroveň vonkajšieho zaťaženia musí byť taká, aby spôsobila prekročenie medze únavy, t. j. lokálnu cyklickú
plastickú deformáciu.
V časti objemu materiálu, ktorý je opakovane plasticky deformovaný, nastáva kumulácia (hromadenie) plastickej deformácie. Prakticky to znamená, že v takomto
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
mieste v priebehu každého napäťového cyklu dochádza k vzniku nových dislokácií, zvyšovaniu ich hustoty
a k zmenám v ich konfigurácii (zmene vzájomného postavenia a k zmene vzájomných interakcií). Pokračujúca kumulácia plastickej deformácie má za následok postupné vyčerpanie plasticity materiálu, t. j. schopnosti
materiálu plasticky sa deformovať. V dôsledku toho dochádza k iniciácii mikrotrhlín, ktoré postupne prerastajú
do makroskopických rastúcich únavových trhlín. S ohľadom na skutočnosť, že konštrukčné dielce sa obvykle
vyrábajú na základe predchádzajúcich pevnostných výpočtov, do ktorých vstupujú normami garantované minimálne hodnoty medze klzu (a pevnosti) použitého
materiálu (znížené o súčiniteľ bezpečnosti), javí sa ako
prirodzený predpoklad, že plastická deformácia a jej kumulácia by sa nemali v konštrukčných dielcoch vyskytnúť. Sú tu ale minimálne 2 dôvody, pre ktoré môže v niektorých častiach materiálu, napriek vyššie uvedenému,
dôjsť k prekročeniu medze klzu: (1) zvyškové napätia
v materiáli, (2) koncentrátory napätia.
Príčinou prítomnosti zvyškových napätí sú buď predchádzajúce technologické operácie (zváranie, tepelné spracovanie, tvárnenie a pod.) alebo nepresnosti výroby,
resp. najčastejšie kombinácia obidvoch prípadov. V prípade, že v materiáli sú zvyškové napätia, dodatočné zaťaženie vonkajšími silami má za následok vznik lokálnej
plastickej deformácie, následné preskupovanie vnútorných napätí, znižovanie ich hodnôt v oblasti napäťových
špičiek a spevňovanie deformovaného materiálu. Plastická deformácia aj jej kumulácia v priebehu za sebou
nasledujúcich zaťažovacích cyklov rýchlo klesá a začínajúci proces únavy materiálu sa zastavuje.
V prípade koncentrátorov napätia môže byť situácia zásadne odlišná. Pokiaľ je miera koncentrácie napätia vyjadrená súčiniteľom koncentrácie napätia veľmi vysoká,
môže úroveň napätia v koreni koncentrátora presiahnuť
úroveň medze klzu aj pri relatívne nízkej úrovni nominálneho zaťaženia dielca. Hodnota súčiniteľa závisí od
tvaru a rozmerov koncentrátora, predovšetkým od polomeru zaoblenia v koreni koncentrátora a veľkosti (hĺbky) koncentrátora. V okolí niektorých druhov chýb, napr.
trhlín, plošných chýb (napr. oxidické pleny v odliatkoch,
studené spoje vo zvaroch), ktoré majú polomer zaoble-
105
Zvyšovanie životnosti obežných kolies vodných
turbín pretavovaním elektrickým oblúkom
nia v hrote blízky nule (často nemerateľný optickým mikroskopom), dosahujú hodnotu súčiniteľa koncentrácie
napätia 6 až 7. S prihliadnutím k bežne používaným súčiniteľom bezpečnosti pri konštrukčných návrhoch dielcov (0,7 – 0,9) je zrejmé, že lokálne napätia v blízkosti
hrán ostrých chýb môžu presiahnuť hodnotu medze klzu
materiálu už pri relatívne nízkych úrovniach vonkajšieho
namáhania a aj napriek deformačnému spevneniu materiálu. V takýchto prípadoch sa v oblasti koreňa vrubu
v priebehu každého napäťového cyklu generuje ďalšia
plastická deformácia a proces únavy pokračuje. Preto
odstránenie koncentrátorov napätia predstavuje v konečnom dôsledku najefektívnejší spôsob znižovania rizika rozvoja únavového poškodzovania.
S cieľom vyjadriť súhrnný vplyv nominálneho napätia 
(od vonkajšieho zaťaženia) a veľkosti defektu (hĺbky trhliny v smere kolmom na povrch) a sa zaviedol súčiniteľ
intenzity napätia KI, ktorý je možné vyjadriť:
v prípade povrchových defektov (trhlín) s polkruhovým
tvarom [1]:
K I  0, 65   a
(1)
v prípade vnútorných defektov (trhlín)
K I  0, 46   a
(2)
Z uvedených vzťahov je zrejmý z praxe dlho známy poznatok, že napäťový účinok povrchových defektov je výrazne väčší, ako v prípade rovnako veľkých vnútorných
defektov.
Únavové skúšky rôznych materiálov preukázali existenciu kritickej (prahovej) hodnoty amplitúdy (amplitúda súčiniteľa intenzity napätia je polovica rozdielu maximálnej a minimálnej hodnoty Ka) súčiniteľa intenzity napätia
K0, pod ktorou doposiaľ rastúca únavová trhlina prestáva rásť, resp. akýkoľvek iný stávajúci defekt ani po neobmedzenom počte cyklov nezačne rásť a nezmení sa
na únavovú trhlinu. Pre základ ďalších úvah môžeme prijať zjednodušený predpoklad, že kritická hodnota K0 je
vlastnosť charakteristická pre konkrétny materiál. Na základe experimentálnych meraní sa zistilo, že jej hodnoty
pre rôzne typy konštrukčných ocelí sa pohybujú približne v rozmedzí 3,75 až 4,2 (MPa.m0,5) [2]. Rovnica (1) potom umožňuje stanoviť vzťah medzi veľkosťou amplitúdy napätia c a veľkosťou (hĺbkou) povrchového defektu
(povrchovej trhliny) ac na medzi únavy, ktoré musia vyhovovať rovnici:
K 0  0, 65  c  ac
(3)
Ako príklad je možné uviesť konkrétny príklad ocele Cr12Ni1, kde sa namerala medza únavy 267 MPa [3], čomu
zodpovedá kritická veľkosť defektu (dĺžka trhliny) približne ac = 0,15 až 0,18 mm. Rovnica (3) umožňuje vysloviť
hypotézu, že pokiaľ bude veľkosť defektu (dĺžka trhliny)
menšia než vypočítaná hodnota a zaťažujúce napätie
neprekročí medzu únavy, stávajúci defekt sa nezmení
na rastúcu únavovú trhlinu, resp. naopak, pokiaľ bude
veľkosť (hĺbka) trhliny alebo ľubovoľného defektu s porovnateľným súčiniteľom koncentrácie napätia väčšia,
než vypočítaná kritická hodnota, trhlina sa bude šíriť
aj pri zaťažujúcom napätí nižšom, ako je medza únavy
konštrukčného dielca.
Za pozornosť v tejto súvislosti stojí skutočnosť, že defekty uvedenej veľkosti sú ťažko identifikovateľné metódami
nedeštruktívnej defektoskopie aj v tom prípade pokiaľ vy-
106
chádzajú na povrch a sú prakticky nezistiteľné v prípade,
že ležia pod povrchom. S ohľadom na túto skutočnosť je
zrejmé, že pokiaľ chce konštruktér dosiahnuť odolnosť
dielca voči cyklickému zaťažovaniu, mal by znížiť úroveň
jeho namáhania na takú hodnotu, aby kritická veľkosť defektu bola zistiteľná nedeštruktívnymi skúškami.
Ako je spomenuté vyššie, práve povrchové chyby a chyby ležiace tesne pod povrchom predstavujú pre prevádzku cyklicky zaťažovaných dielcov najväčšie riziko. Ukazuje sa, že v prípade absencie iných defektov únavové
trhliny prednostne iniciujú v povrchovej vrstve materiálu
s hrúbkou cca 3 mm. V prípade dielcov zaťažovaných
cyklickým ohybom s charakteristickým lineárnym priebehom napätí po hrúbke a špičkou napätí na povrchu
predstavujú chyby ležiace v spomínanej povrchovej vrstve rozhodujúci problém z pohľadu únavovej životnosti.
MOŽNOSTI ÚPRAVY POVRCHU
KONŠTRUKČNÝCH DIELCOV NAVÁRANÍM
A PRETAVOVANÍM
Z úvah spomenutých vyššie jednoznačne vyplýva, že
zvýšenie únavovej životnosti konštrukčných dielcov
a predovšetkým dielcov namáhaných na ohyb je možné dosiahnuť predovšetkým realizáciou nasledujúcich
opatrení:
1. Odstránením iniciačných miest (t. j. všetkých väčších
koncentrátorov napätia) v povrchovej vrstve materiálu.
2. Zvýšením medze klzu povrchovej vrstvy materiálu.
Realizácia uvedených opatrení sa zabezpečuje predovšetkým (1) úpravou geometrie povrchu brúsením a leštením a (2) niektorými technologickými opatreniami
ako je napr. spevňovanie povrchu plastickou deformáciou (guličkovanie, valčekovanie) alebo tepelným, resp.
chemicko-tepelným spracovaním (povrchové kalenie,
cementovanie, nitridovanie). Plastická deformácia povrchu, ako aj povrchové kalenie, môžu mať ešte jeden
pozitívny účinok – ak je v povrchovej vrstve materiálu tlakové napätie, toto môže prispieť taktiež k zvýšeniu únavovej pevnosti dielcov.
Aplikácia technológie zvárania ponúka ďalšie možnosti zvyšovania únavovej životnosti. Štúdium vplyvu takýchto postupov na zvýšenie únavovej životnosti bolo
doposiaľ, až na výnimky, viac predmetom náhodných
pokusov, ako systematického štúdia. S ohľadom na skutočnosť, že problém únavovej životnosti je často problém niektorých typov odliatkov, experimentálny program
[4] sme zamerali práve na odliatky. V rámci neho sa overoval vplyv navárania a pretavovania povrchov na únavovú pevnosť v ohybe odliatkov vyrobených z ocelí typu
13Cr a 13Cr1Ni. Každá z uvedených metód úpravy povrchu má svoje výhody. Naváraním je možné vyhotoviť povrchovú vrstvu s diametrálne odlišnými (lepšími)
vlastnosťami, ako má materiál odliatku. Navarená vrstva
môže mať odlišné priaznivejšie chemické zloženie a mechanické vlastnosti v porovnaní so základným materiálom a súčasne môže mať aj väčšiu hrúbku. Výhodou
pretavovania je, že takmer nedochádza k zmene tvaru
a rozmerov dielca čo je významné tam, kde už má naváraný povrch konečný tvar. V obidvoch prípadoch je ale
hlavným prínosom skutočnosť, že metalurgické defekty
prítomné vo zvarových kovoch, resp. prietavoch, v prípade dobre navrhnutej technológie a jej kvalitnej realizácie môžu byť o 1, v niektorých prípadoch dokonca až
o 2 rády menšie, ako metalurgické chyby prítomné vo
väčších odliatkoch.
Únavové skúšky sa vykonali na 2 typoch skúšobných
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
tyčí: na malých tyčiach s prierezom 25 x 20 mm zaťažovaných 3-bodovým ohybom a na veľkých tyčiach s prierezom 50 x 80 mm zaťažovaných 4-bodovým ohybom.
Časť skúšobných tyčí sa vyrezala z odliatkov z vyradených lopát Kaplanových turbín a pred skúškami sa nijako neupravovali. Výsledky získané na týchto tyčiach
slúžili ako východiskové porovnávacie hodnoty pre hodnotenie výsledkov väčšej skupiny tyčí, ktorých povrchy
sa navarili, resp. pretavili nasledujúcimi oblúkovými metódami zvárania:
• ručné naváranie obalenými elektródami (111) typu
13Cr6Ni, návary sa vyhotovili ako 3-vrstvové, povrch
návarov sa trieskovo opracoval a preleštil, zostatková
hrúbka návarov bola 3 mm,
• strojné naváranie pod tavivom plnenou drôtovou elektródou (125) typu 13Cr4Ni, návary sa vyhotovili ako
1-vrstvové, povrch návarov sa iba preleštil, zostatková
hrúbka návarov bola 4 mm,
• strojné naváranie TIG (141) s pridávaním plnenej drôtovej elektródy typu 13Cr4Ni, návary sa vyhotovili ako
1-vrstvové, povrch návarov sa iba preleštil, zostatková
hrúbka návarov bola 2 mm,
• strojné pretavovanie TIG (141) bez pridávania materiálu, prietavy sa vyhotovili ako 1-vrstvové, povrch návarov sa iba preleštil, zostatková hrúbka návarov bola 3
až 4 mm.
VÝSLEDKY ÚNAVOVÝCH SKÚŠOK
Výsledky únavových skúšok sú uvedené v tab. 1 – 5.
POSÚDENIE VÝSLEDKOV SKÚŠOK
Výsledky skúšok je možné zhrnúť v nasledujúcich bodoch:
1. Medza únavy neovplyvnenej ocele 13Cr bola napriek
horšej metalurgickej čistote ocele nepatrne vyššia
(a =  120 MPa až  140 MPa), ako medza únavy
ocele 13Cr1Ni (a =  120 MPa).
2. Pokiaľ v blízkosti povrchu na ťahanej strane tyče zostalo čo i len jedno vhodné iniciačné miesto, únavová
trhlina vznikla pri napätiach a a max.  140 MPa až
 150 MPa, pričom počet cyklov do lomu závisel od
veľkosti chyby, jej orientácie voči pôsobiacim napätiam a polohy voči povrchu skúšobnej tyče.
3. Iniciácia únavových trhlín v základnom materiáli nastávala prednostne v mieste metalurgických riedin
vychádzajúcich na povrch (obr. 1). Pozorovali sa aj
prípady, kedy iniciácia nastala súčasne na viacerých
miestach na povrchu tyčí (obr. 2).
4. V súlade s teoretickými predpokladmi bolo možné riediny rozdeliť do dvoch skupín:
• malé riediny, ktoré mali na lomovej ploche výrazné
iniciačné štádium a počet cyklov do lomu výrazne
Tab. 1 Výsledky skúšky ťahom ocelí na odliatky
Tab. 1 Tensile test results of steel for casts
Druh ocele
Steel type
13Cr
13CrNi1
d0
(mm)
10
Reh
(MPa)
372
Rm
(MPa)
621
A5
(%)
10,4
Z
(%)
7,8
8
394
535
–
–
8
448
635
24
62,5
8
448
619
13,3
27,0
Poznámka / Comment
–
chyba na lomovej ploche
fraction surface defect
–
chyba na lomovej ploche
fraction surface defect
Tab. 2 Výsledky únavových skúšok malých tyčí s neupravenými povrchmi zaťažovanými 4-bodovým ohybom
Tab. 2 Fatigue test results of small rods with untreated surfaces loaded by a 4-point bend
Označenie telesa
Object code
Súč. nesymetrie cyklu R
max
a
N
Cycle assymetry coeff. R
(MPa)
(MPa)
(kkmit)
Druh ocele: 13Cr / Steel type
K1
0,1
356
± 160
300
K2
0,1
311
± 140
137
0,1
222
± 100
2000
0,2
250
± 100
2000
0,2
300
± 120
2000
0,2
350
± 140
620
0,2
375
± 150
660
0,2
300
± 120
2000
0,2
350
± 140
2000
0,2
370
± 150
900
K3
K4
KM1
KM2
KM3
KM4
KM5
ZM
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
Druh ocele / Steel type: 13CrNi1
350
± 140
171
350
± 140
585
350
± 140
1370
350
± 140
558
350
± 140
175
350
± 140
841
Miesto vzniku lomu
Fracture initiation point
chyby ZM na povrchu tyče
BM defects on rod surface
chyby ZM na povrchu tyče
BM defects on rod surface
bez porušenia
no damage
bez porušenia
no damage
bez porušenia
no damage
trhlina v pomocnom zvare (oprava tyče)
crack in the auxiliary weld (rod repair)
chyby ZM na povrchu tyče
BM defects on rod surface
bez porušenia
no damage
bez porušenia
no damage
chyba ZM na povrch tyče
BM defect on rod surface
chyby ZM na povrch tyče
BM defects on rod surface
107
Zvyšovanie životnosti obežných kolies vodných
turbín pretavovaním elektrickým oblúkom
Tab. 3 Výsledky únavových skúšok veľkých tyčí s neupravenými povrchmi zaťažovanými 4-bodovým ohybom (oceľ 13CrNi1)
Tab. 3 Fatigue test results of large rods with untreated surfaces loaded by a 4-point bend
Súč. nesymetrie cyklu R
Cycle assymetry coeff. R
(MPa)
(MPa)
a
N
(kkmit.)
1
0,2
375
± 150
364,1
defekt pod povrchom
defect below the surface
2
0,2
225
± 140
812,0
defekt pod povrchom
defect below the surface
3
0,2
225
± 140
1 246,9
defekt pod povrchom
defect below the surface
Označenie telesa
Object code
h
Poznámka / Comment
Tab. 4 Výsledky únavových skúšok malých tyčí s navarenými a pretavenými povrchmi zaťažovanými 4-bodovým ohybom (oceľ 13Cr1Ni)
Tab. 4 Fatigue test results of small rods with remelted and surfaced layers loaded by a 4-point bend (13Cr1Ni steel)
Označenie
telesa
Object code
Súčiniteľ nesymetrie
cyklu R
Cycle assymetry
coeff. R
(MPa)
(MPa)
a
N
(kkmit.)
Miesto vzniku lomu
Fracture initiation point
0,2
0,2
0,2
0,2
0,2
350
375
400
425
450
± 140
± 150
± 160
± 170
± 180
2000
2000
2000
2000
2000
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
N2
0,2
0,2
425
450
± 170
± 180
2000
2000
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
1-TIG
0,2
0,2
0,2
350
375
400
± 140
± 150
± 160
2000
2000
2000
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
2-TIG
0,2
0,2
0,2
350
375
400
± 140
± 150
± 160
2000
2000
2000
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
N1
h
Spôsob úpravy povrchu tyčí
Rod surface treatment method
1)
2)
Poznámky:
1) tyče s povrchmi pretavenými z troch strán tyče spôsobom TIG
2) tyče s povrchmi pretavenými a navarenými z troch strán tyče spôsobom TIG, prídavný materiál: plnená drôtová elektróda 13Cr4Ni
Comments:
1) rods with surfaces remelted from three sides of the rod using the TIG method
2) rods with surfaces remelted and surfaced from three sides of the rod using the TIG method, additive material: 13Cr4Ni filled wire electrode
Tab. 5 Výsledky únavových skúšok veľkých tyčí s navarenými a pretavenými povrchmi zaťažovanými 4-bodovým ohybom (oceľ 13Cr1Ni)
Tab. 5 Fatigue test results of large rods with remelted and surfaced layers loaded by a 4-point bend (13Cr1Ni steel)
Označenie telesa
Object code
R
max
(MPa)
a
(MPa)
N
(kkmit.)
Výsledok skúšky
Test result
1T
0,2
0,2
0,2
350
400
450
± 140
± 160
± 180
2 000
2 000
1 536,8
2T
0,2
0,2
0,2
400
450
500
± 160
± 180
± 200
2 000
2 000
1 552,5
3T
0,2
0,2
450
500
± 180
± 200
2 000
321,4
ZPT
0,2
400
± 160
1022,8
TIG
0,2
0,2
0,2
400
450
500
± 160
± 180
± 200
2000
2000
1700
Z1
0,2
0,2
400
450
± 160
± 180
2000
2000
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
lom / fracture
bez porušenia / no damage
bez porušenia / no damage
lom / fracture
bez porušenia / no damage
lom / fracture
lom / fracture
bez lomu / no fracture
bez lomu / no fracture
bez lomu / no fracture
bez lomu / no fracture
bez lomu / no fracture
Spôsob úpravy
povrchu tyčí
Rod surface
treatment
method
1)
2)
3)
4)
Poznámky:
1) povrch tyčí pretavený spôsobom TIG
2) povrch tyče navarený ZPT s plnenou drôtovou elektródou 13Cr4Ni
3) povrch tyče navarený TIG s pridávaním plnenej drôtovej elektródy 13Cr4Ni
4) skúšobná tyč zlomená pri predchádzajúcich skúškach zvarená ROZ (elektródy 13Cr6Ni, ø 3,2 mm), povrch pretavený spôsobom TIG, spojovací zvar
medzi stredovými podpernými bodmi
Comments:
1) rod surface remelted using the TIG method
2) rod surface surfaced using ZPT with 13Cr4Ni filled wire electrode
3) rod surface surfaced using TIG with adddition of 13Cr4Ni filled wire electrode
4) test rod exhibiting a fracture from previous tests welded by MMAW (13Cr6Ni electrodes, ø 3,2 mm), surface TIG remelted, welded joint between central
supporting points
108
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
prevyšoval hodnotu 10 6 cyklov.
• veľké riediny, kde na lomovej ploche nebolo viditeľné iniciačné štádium a počet cyklov do porušenia
bol obvykle nižší ako 106 cyklov.
5. Ako najvýhodnejší spôsob na úpravu povrchov sa javilo naváranie kombinované s pretavovaním spôsobom
TIG strojne. Týmto spôsobom bolo možné dosiahnuť
vysokú kvalitu povrchov a súčasne riadiť chemické zloženie naváranej vrstvy prostredníctvom chemického
zloženia použitého zváracieho drôtu a stupňa premie-
šania základného materiálu do zvarového kovu. Proces navárania je možné rozdeliť na dve fázy – pretavovanie bez pridávania zváracieho drôtu v prvej vrstve
a naváranie druhej vrstvy. V prípade výskytu väčších
chýb v základnom materiáli dochádza počas pretavovania k transformácii pôvodných metalurgických riedin
na plynové dutiny vo zvarovom kove. Ich odstránenie
si vyžaduje opakované pretavenie povrchu.
6. Naváraním aj pretavovaním spôsobom TIG sa podarilo
zvýšiť medzu únavy (a) v porovnaní s pôvodným ne-
Obr. 1 Obnažené dendrity na povrchu riediny na skúšobnej tyči
Fig. 1 Bare dendrites on the porous cast surface on the test rod
Obr. 2 Dve súbežné trhliny na povrchu skúšobnej tyče
Fig. 2 Two parallel cracks on the surface of the test rod
Obr. 3 Lomová plocha tyče 1T
Fig. 3 Fracture surface of the 1T rod
Obr. 4 Lomová plocha tyče 2T
Fig. 4 Fracture surface of the 2T rod
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
109
Zvyšovanie životnosti obežných kolies vodných
turbín pretavovaním elektrickým oblúkom
ovplyvneným materiálom minimálne o 60 až 80 MPa
na úroveň a =  200 MPa (zvýšenie až o 50 %). Niektoré z tyčí sa pri skúškach nepodarilo zlomiť ani na
úrovni a =  200 MPa (použité skúšobné zariadenie
neumožňovalo použitie vyššieho zaťaženia).
7. Zvýšenie medze únavy skúšobných tyčí s pretavenými a navarenými povrchmi v rozhodujúcej miere záviselo od:
• hĺbky, do ktorej sa podarilo eliminovať pôvodné
metalurgické chyby v základnom materiáli,
• kvality navareného a pretaveného povrchu,
• veľkosti pôvodných chýb v podnávarovej oblasti.
8. Pre dosiahnutie medze únavy na úrovni a =  200
MPa bolo preto potrebné:
• dosiahnuť hĺbku pretavenia (hĺbku závaru) materiálu minimálne 3,5 až 4 mm,
• vylúčiť prítomnosť akýchkoľvek metalurgických
chýb v pretavenej vrstve materiálu,
• v podnávarovej vrstve materiálu nesmeli zostať
žiadne väčšie chyby, v prípade, že zostali, boli
miestom iniciácie únavového lomu na úrovni a =
 180 až 200 MPa (obr. 3 a obr. 4).
9. Naváranie spôsobom ROZ a ZPT dosiahlo mierne
horšie výsledky ako pretavovanie, resp. naváranie
spôsobom TIG (a max.  180 MPa). Príčinou bol výskyt ojedinelých chýb v návaroch.
ZÁVER
Na základe vykonaných skúšok je možné konštatovať:
1. Pretavením a naváraním povrchu materiálu oblúkovými metódami je možné dosiahnuť odstránenie pôvodných metalurgických chýb z veľkých častí povrchov
odliatkov.
2. Odstránením riedin je možné:
• zvýšiť únavovú pevnosť (hodnotu amplitúdy/rozkmitu napätia a),
• pri inak porovnateľnej amplitúde napätia zvýšiť
únavovú životnosť.
3. Únavová pevnosť je tým väčšia, čím:
• hrubšia je pretavená alebo navarená vrstva materiálu,
• menšie sú mikrometalurgické necelistvosti v pretavenej alebo navarenej vrstve materiálu,
• vyššia je medza únavy pretavenej alebo navarenej
vrstvy materiálu.
4. Pokiaľ hrúbka pretavenej alebo navarenej vrstvy dosahovala 3,5 až 4 mm, vplyv pôvodných metalurgických chýb v základnom materiáli bol výrazne potlačený a únavová pevnosť skúšobných tyčí závisela od
únavovej pevnosti pretavenej alebo navarenej povrchovej vrstvy s prídavným materiálom typu 13Cr4Ni.
5. Zvýšenie únavovej pevnosti aj životnosti pretavených
alebo navarených povrchov do značnej miery súvisí
so zmenou pôvodných makrometalurgických chýb
v materiáli odliatkov na mikrometalurgické chyby
v návaroch a prietavoch.
6. Vplyv jednotlivých spôsobov pretavovania a navárania povrchu na predĺženie únavovej pevnosti a životnosti sa navzájom líši a do značnej miery závisí od:
• použitých parametrov pretavovania a navárania,
• kvality odstránenia metalurgických chýb pôvodného materiálu a zvýšenia jeho čistoty v pretavenej
alebo navarenej vrstve materiálu.
7. Ako najvýhodnejší spôsob úpravy povrchu sa javí naváranie a pretavovanie spôsobom TIG.
8. Naváranie a pretavovanie spôsobom TIG je možné
použiť nielen na opravu už prevádzkovaných dielcov,
110
ale aj ako preventívne technologické opatrenie na
zvýšenie očakávanej únavovej pevnosti a životnosti
nových odliatkov, pri ktorých je predpoklad výskytu
povrchových a podpovrchových koncentrátorov napätia a ktoré majú byť prevádzkované v podmienkach
cyklického zaťaženia.
CONCLUSIONS
The following can be concluded on the basis of the tests
performed:
1. The original metallurgic defects can be removed from
large areas of the cast surfaces by remelting and surfacing of the material surface by arc welding methods.
2. The following can be achieved by removal of porosities:
• fatigue strength increase (stress amplitude value
a),
• fatigue life increase in otherwise comparable
stress amplitude.
3. Fatigue strength is the bigger the:
• thicker the remelted or surfaced material layer,
• smaller the micrometallurgic defects in the remelted or surfaced material layer,
• higher the fatigue limit of the remelted or surfaced
material layer.
4. As long as the thickness of the remelted or surfaced
layer ranged between 3.5 to 4 mm, the influence of
the original metallurgic defects in the base material
was significantly suppressed and the fatigue strength
of the test rods depended on fatigue strength of the
remelted or surfaced surface layer with additive material of type 13Cr4Ni.
5. Both fatigue strength and fatigue life increase of the
remelted or surfaced layers is to a considerable degree related to changes of the original macrometallurgic defects in the cast material to micrometallurgic
defects in weld deposits and remelted parts.
6. The influence of the various methods of remelting and
surfacing of the surface to increase fatigue strength
and fatigue life differs and depends to a considerable degree on:
• the remelting and surfacing parameters used,
• the quality of removal of metallurgic defects of the
original material and its purity increase in the remelted or surfaced material layer.
7. Remelting and surfacing using the TIG method appears to be the most appropriate surface treatment
method.
8. Remelting and surfacing using the TIG method can
be used both for repairs of components already in
operation as well as as a preventative technological
measure to increase the expected fatigue strength
and fatigue life of the new casts, assumed to incorporate surface and sub-surface stress concentrators
and to be operated under cyclic loading conditions.
Literatúra
[1] Klesnil, M.: Fyzikální metalurgie a mezní stavy materiálu, VUT
Brno, 1983
[2] Klesnil, M. a kol.: Cyklická deformácia a únava kovov, Veda,
1987
[3] Kolektív autorov: Posúdenie životnosti lopatiek čerpadiel pre
PVE Čierny Váh a návrh technológie opravy [Technická správa
VŠD Žilina], 1997
[4] Bošanský, J. – Vitásek, M.: Oprava lopát Kaplanových
turbín [Výskumné správy VÚZ], 1998 – 2001
<
Článok recenzoval:
doc. Ing. Karol Kálna, DrSc., VÚZ – PI SR, Bratislava
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
Inžinierska interpretácia tranzitnej teploty
feritických ocelí
Engineering Interpretation of Transition Temperatures in Ferritic
Steels
TIB OR ŠMIDA – V L A DI M Í R M A GU L A
Ing. T. Šmida, PhD. – doc. Ing. V. Magula, PhD., IBOK, a. s., Bratislava, Slovensko
Mechanizmy a riadiace parametre porušovania konštrukčných materiálov  Uspokojivý teoretický model
fenoménu dodnes nie je spracovaný  Na základe analýzy literárnych dát je prezentovaný fenomenologický
model príčiny zmeny mechanizmu lomu pri tranzitnej teplote
Mechanisms and governing parameters of various modes of damage to structural materials. Unequivocal
and comprehensive theoretical concept of BDT is still missing. Based on the main results of a literature
survey a phenomenological model of BDT using the thermally activated nature of nucleation and motion of
dislocations is presented.
V konštrukčných materiáloch
sa môže vyskytnúť iba niekoľko základných mechanizmov porušovania:
• štiepny lom pri nízkych, zvyčajne
záporných teplotách a prednostne pri vysokých rýchlostiach deformácie,
• tvárny lom pri monotónne rastúcom namáhaní a teplotách do
cca 0,4 teploty tavenia v K,
• creepový lom pri nízkych rýchlostiach deformácie a teplotách nad
cca 0,4 teploty tavenia v K,
• únavový lom pri cyklickom namáhaní.
Spoločnou charakteristickou črtou
štiepneho, creepového i únavového lomu je minimálna makroskopická deformácia pri porušení. Jedine
tvárny lom je sprevádzaný výraznou
plastickou deformáciou, ktorá svedčí o vysokej húževnatosti a zaručuje
vysokú odolnosť proti vzniku a šíreniu zárodkov porušenia. To znamená, že identifikácia a pochopenie parametrov, ktoré limitujú podmienky
tvárneho porušovania sú pre efektívne využitie konštrukčných materiálov mimoriadne dôležité.
Podrobný popis mechanizmov tvárneho, únavového i creepového porušovania i podmienok, ktoré k nim
vedú, je dnes súčasťou väčšiny
učebníc fyzikálnej metalurgie. V prípade štiepneho lomu vládne zhoda v odpovediach na otázky KDE
a AKO zárodok lomu iniciuje – kľúčovú úlohu zohrávajú lokálne špičky napätí vytvárané dislokáciami,
ktoré sa už v počiatočných štádiách
>
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
plastickej deformácie nahromadili pred prekážkami v aktívnych sklzových systémoch. Otázka PREČO
sa po zvýšení teploty nad tzv. tranzitnú teplotu (TT) v rovnakom objeme materiálu a pri rovnakom režime
zaťažovania náhle objaví významná
plastická deformácia, však zostala
v odbornej literatúre nezodpovedaná. Na základe stručnej rekapitulácie najdôležitejších publikovaných
výsledkov je preto v príspevku navrhnuté jednoduché fenomenologické vysvetlenie existencie TT.
1 MEDZNÍKY V HISTÓRII
ANALÝZY TT
Máloktorému javu sa vo fyzikálnej metalurgii v minulosti venovalo toľko pozornosti, ako zmene mechanizmu lomu feritických ocelí
z tvárneho na štiepny pri TT. Prvá
zmienka o krehkom porušení inak
húževnatej ocele pri nízkych teplotách bola publikovaná v r. 1879 [1].
V dôsledku stále širšieho využitia
ocelí sa v nasledujúcich desaťročiach objavilo mnoho porušení oceľových konštrukcií, ktoré mohli súvisieť s nízkymi teplotami.
Využitie rázovej skúšky teliesok
s vrubom, ktoré umožnili analýzu parametrov riadiacich TT v laboratórnych podmienkach, bolo
po prvýkrát publikované v r. 1901
[2]. Podmienky spontánneho šírenia krehkého lomu v homogénnom
kontínuu ako prvý popísal Griffith
v r. 1921 [3], čím položil základy
elastickej (lineárnej) lomovej me-
chaniky. Riadkovací elektrónový
mikroskop sa po prvýkrát použil na
pozorovanie povrchu tuhého telesa v r. 1942 [4], čím sa otvorila cesta pre fraktografickú analýzu lomových plôch. Prvý dislokačný model
iniciácie zárodku porušenia publikoval Zener v r. 1948 [5] a v r. 1953
Cotrell [6] popísal nukleáciu mriežkových porúch typu dislokácií ako
napätím indukovaný (stress-assisted) tepelne aktivovaný (TA)
proces. Od r. 1956 sa dislokácie
priamo pozorujú transmisným elektrónovým mikroskopom [7].
V r. 1971 [8] boli po prvýkrát publikované výsledky numerickej (“počítačovej”) analýzy procesu lomu.
V r. 1974 Rice a Thompson [9] ako
prví vyslovili názor, že nukleácia dislokácie koreňom zárodku trhliny je
proces, ktorý konkuruje jeho štiepnemu rastu a hrá kľúčovú úlohu pri
kontrole húževnatosti kryštalického
materiálu. V r. 1975 John [10] publikoval koncept TA zmeny mechanizmu lomu zo štiepneho na tvárny
(ductile–to-brittle transition, BDT):
“... Zmena štiepneho lomu na tvárny bola citlivá na rýchlosť deformácie a vykazovala aktivačnú energiu
podobnú hodnote aktivačnej energie sklzu dislokácií”. Avšak napriek
tomu, že v súčasnosti sa lomy kryštalických látok pomocou počítačových simulácií bežne študujú na
úrovni kryštalografickej mriežky,
v odbornej literatúre sa často zdôrazňuje fakt, že procesy v pozadí
BDT dodnes nie sú uspokojivo vysvetlené (napr. [11 – 15]).
111
Inžinierska interpretácia tranzitnej teploty feritických ocelí
2 NAJDÔLEŽITEJŠIE VÝSLEDKY
PODĽA ŠKÁLY ANALÝZY
2.1 Makroskopická analýza –
Lomová mechanika
Na najhrubšej škále (rádovo cca
101 mm a viac) sa analýzou lomového procesu zaoberá lomová mechanika. Materiál analyzuje ako
homogénne izotropné kontínuum
s intrinsickou geometrickou chybou.
S tým súvisí i skutočnosť, že výsledky meraní možno považovať za materiálové charakteristiky až od istých
minimálnych rozmerov skúšobnej
vzorky, čo komplikuje ich použitie
pri hodnotení reálnych konštrukcií.
Už zo samotnej podstaty lomovej
mechaniky teda vyplýva, že otázky iniciácie lomu nie sú predmetom
žiadnej z jej evolučných štádií, t. j.
elastickej, elasticko-plastickej s jedným (KIC, JIC, CTOD) a neskôr dvomi
parametrami (T stress, Q parameter), či nedávno navrhnutej kvantovanej lomovej mechaniky (quantized
fracture mechanics, QFM [16] a dynamic QFM [17]). Aj snaha o “premostenie” mikro a makroskopického
hľadiska pomocou teórie fraktálov
[18 – 20] (Fraktál je geometrický
objekt, ktorý má pri pri ľubovoľnom
zväčšení stále rovnaký charakteristický tvar generovaný opakovaným
použitím jednoduchých matematických pravidiel) je založená na fenomenologickom prístupe a k objasneniu fyzikálnej podstaty BDT a TT
nemôže už z princípu prispieť.
Na druhej strane extenzívne merania krehkolomových charakteristík
rôznych materiálov spoľahlivo demonštrovali, že na TT vplývajú:
• teplota,
• rýchlosť deformácie,
• stav napätosti.
Výsledky skúšok tiež preukázali,
že pri danej rýchlosti deformácie je
výška TT ovplyvnená metalurgickým stavom ocele, t. j. mikroštruktúrou a veľkosťou zrna. Rovnako sa
potvrdilo, že štiepny lom a TT sa nepozorujú v kovoch s k.pl.c. (kubickou, plošne centrovanou) mriežkou,
t. j. ani v austenitických oceliach.
2.2 Mezoskopická analýza –
Lokálny prístup k lomu
Ťažkosti s aplikáciou nameraných
krehkolomových charakteristík na
podmienky reálnych konštrukcií
a spracovanie rôznych teoretických
modelov odozvy materiálu na mechanické namáhanie viedlo na začiatku 80-tych rokov k formulácii tzv.
112
lokálneho prístupu k lomu (local approach to fracture, LA). „Lokálny“
zdôrazňuje implementáciu rôznych
modelov poškodenia do numerickej
simulácie deformačného a lomového procesu v blízkom okolí koreňa
geometrického vrubu [21 – 23]. Škála LA analýzy procesu porušenia je
v kovoch rádovo 10 -1 mm.
Pre analýzu krehkého porušovania využíva LA štandardné vzťahy
pre popis materiálu v podmienkach
mechanického namáhania, doplnené o vhodné kritérium porušenia.
V prípade húževnatého porušenia
je LA postavený na tzv. mechanike
poškodenia (damage mechanics,
DM). DM popisuje postupnú kumuláciu poškodenia materiálu pomocou evolučných stavových rovníc
a tzv. parametra poškodenia, ktorý charakterizuje postupne rastúcu
koncentráciu diskontinuít (mikrotrhlín) [21]. Kumulácia poškodenia sa
v DM prejavuje zmenou makroskopicky merateľných parametrov – tuhosť, modul pružnosti, elektrická vodivosť a pod. Aparát DM sa úspešne
aplikuje na popis kumulácie poškodenia v podmienkach creepu, únavy
a tvárneho lomu [24].
Určenie všetkých materiálových
konštánt modelov použitých pri LA
si vyžaduje zvyčajne rozsiahly experimentálny program, pričom už
napr. samotná definícia okamihu iniciácie zárodku môže v prípade únavy predstavovať zložitý problém –
aká diskontinuita ešte nie je a aká už
môže byt považovaná za zárodok
porušenia. V žiadnom prípade však
zmena mechanizmu lomu pri TT nie
je intrinsickým dôsledkom merateľných materiálových charakteristík,
takže LA síce odstraňuje niektoré
vážne obmedzenia lomovej mechaniky, zostáva však rýdzo fenomenologickým prístupom a v porovnaní
s lomovou mechanikou neprispieva
k pochopeniu príčiny existencie TT
žiadnymi novými poznatkami.
bolo ich jediným skutočným prínosom, že potvrdili dislokačné modely
iniciácie štiepneho lomu (Stroh [26],
Cotrell [27] Smith [28]). V uvedených modeloch vzniká zárodok porušenia v napäťovom poli dislokácií,
ktoré sa v aktívnom sklzovom systéme (SS) nahromadia pred prekážkou už v prvých štádiách plastickej
deformácie. Nahromadenie dislokácií pôsobí ako koncentrátor externého namáhania. Lokálne mnohonásobne zvyšuje zaťaženie materiálu,
takže štiepna trhlina môže iniciovať
napriek tomu, že si vyžaduje oveľa
vyššie napätie, ako je napätie potrebné pre plastickú deformáciu.
Žiaľ, modely neriešia dôležitú otázku, prečo sa pri zvýšení teploty nad
TT tie isté špičky napätí prestanú
objavovať.
Rovnakú otázku možno položiť aj
v súvislosti so šírením zárodku či šírením štiepneho porušenia z geometrického vrubu. V zhode s procesom nukleácie je možné relatívne
malou zmenou teploty “prepnúť”
medzi tvárnym lomom sprevádzaným vysokou aktivitou dislokácií v okolí vrubu a štiepnym lomom
s výrazne obmedzenou aktivitou
dislokácií. Zvýšená aktivita dislokácií v prípade tvárneho lomu pritom
svedčí o priebežnej relaxácii lokálnych špičiek napätí pomocou sklzu
dislokácií v ďalších SS. O tom, či sa
v materiáli objaví tvárne porušenie
s účinnou relaxáciou vznikajúcich
špičiek napätí alebo štiepne porušenie, rozhodujú teda parametre, ktoré
riadia proces vzniku a pohybu dislokácií, t. j. parametre, ktoré pôsobia
na škále kryštalografickej mriežky –
10 -7 mm a menej. To vysvetľuje, prečo ani pozorovania pri zväčšeniach
rádovo 105 nie sú schopné poskytnúť priame vysvetlenie príčiny existencie TT.
2.3 Mikroskopická analýza –
transmisná a rastrovacia
elektrónová mikroskopia
Rozvoj výpočtovej techniky v posledných desaťročiach umožnil prostredníctvom počítačových (numerických) simulácii analýzu procesov
spojených so štiepnym porušovaním na úrovni kryštalografickej
mriežky. V súčasnosti je možná simulácia interakcie jednotlivých atómov v mriežke pozostávajúcej až
z 109 uzlových bodov [25, 29]. I keď
vizualizácia výsledkov si v prípade
tak veľkých súborov zvyčajne vyžaduje špecializované aplikácie, skutočnosť, že je možné analyzovať
stav a polohu ľubovoľného “atómu”
I keď elektrónová mikroskopia pracuje typicky so zväčšeniami rádovo
102 – 105, t. j. umožňuje analýzu materiálu na škále cca 10 -3 až 10 -6 mm,
priame pozorovania poškodenia na
škále pod 10 -4 mm sú už extrémne
zložité [25]. Detailné mikroskopické
štúdie síce v minulosti preukázali, že
TT rastie s veľkosťou zrna a transformačným spevnením, ale z hľadiska
vysvetlenia podstaty existencie TT
2.4 Submikroskopická analýza –
numerické simulácie
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
alebo “molekuly” zmenila výpočtovú techniku na veľmi účinný “mikroskop”. Analýza procesov v pozadí
BDT pri TT sa tak presunula z prostredia fyzikálno metalurgických laboratórií do prostredia numerických
analýz teoretických (fyzikálnych)
modelov.
Numerické simulácie BDT študujú
podmienky porušovania zaťažením
ideálnej kryštalografickej mriežky
s atomárne ostrým vrubom postupne rastúcim zaťažením. O mechanizme porušovania rozhoduje charakter udalosti, vyvolanej zaťažením
– porušenie medziatomárnych väzieb v koreni vrubu a jeho “poskočenie” o jednu medziatómovú vzdialenosť v prípade štiepneho porušenia
(schem. obr. 1) alebo “otupenie” koreňa vrubu emisiou alebo absorpciou dislokácie v prípade tvárneho
porušenia (napr. [11, 12, 25, 30]).
Zdrojom absorbovanej dislokácie
najčastejšie je “tieniaca” (shielding)
dislokácia v blízkosti koreňa [31, 32].
Sklz [33, 34] i nukleácia dislokácie
[35 – 37] sú TA.
Lepšie pochopenie BDT pomocou numerickej simulácie správania dislokácií v podmienkach
lokalizovaných špičiek napätí komplikuje skutočnosť, že v porovnaní
s k.pl.c. mriežkou je správanie dislokácií v kovoch s k.pr.c. (kubickou,
priestorovo centrovanou) mriežkou
podstatne zložitejšie a dodnes nie
dostatočne pochopené [38]. Najvýznamnejšie špecifiká dislokačnej
plasticity kovov s k.pr.c. mriežkou sa
dajú zhrnúť nasledovne:
• v dôsledku vysokého Peierlsovho
(trecieho) napätia je význam TA
pri pohybe dislokácií oveľa väčší
ako v k.pl.c. mriežke [39],
• sklz skrutkovej dislokácie je kontrolovaný nukleáciou tzv. double
kinks [34, 40],
• aktívne SS nie sú nevyhnutne najhustejšími obsadenými kryštalografickými rovinami [39, 41],
• pri výbere aktívnych SS nie vždy
platí Schmidtov zákon maximálneho sklzového napätia [39, 40],
• nie je celkom pochopená ani úloha teploty pri výbere sklzových
rovín pri priečnom sklze dislokácií [30, 34, 41].
Keďže vlastnosti analyzovanej “vzorky” sú pri numerickej simulácii určené charakterom interakcie jednotlivých atómov, výsledok “pokusu”
primárne závisí od popisu ich interakcie vhodnou potenciálovou funkciou. Jej presnosť je pre správny popis reakcie systému na mechanické
zaťaženie kľúčová. Rôzne empiricZ VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr.1 Poskočenie vers. otupenie atomárne
ostrého koreňa zárodku (Buehler MJ. Atomistic
Modelling of Materials Failure, Springer Science
and Business Media LLC, 2008
brittle – štiepny, ductile – tvárny, dislocation –
dislokácia
Fig. 1 Progression vs. blunting of atom sharp
root of nucleus (Buehler MJ. Atomistic
Modelling of Materials Failure, Springer Science
and Business Media LLC, 2008
ké alebo semiempirické potenciály,
ktoré sa často používajú kvôli zjednodušeniu výpočtov si vyžadujú
zložité experimentálne stanovenie
riadiacich parametrov modelu fitovaním výsledkov meraní a numerických simulácií [25].
Na opačnej strane spektra stoja tzv.
fundamentálne prístupy reprezentované klasickými alebo kvantovomechanickými (ab initio, tight-binding,
density-functional theory) metódami
molekulárnej dynamiky (MD), ktoré
popisujú interakciu medzi atómami
pomocou tzv. first principles výpočtov potenciálových funkcií. Zložitosť
sprievodných výpočtov silne obmedzuje veľkosť modelov i časový interval, počas ktorého sa analyzuje reakcia systému na mechanické
zaťaženie. Aj tie najväčšie analyzované modely v súčasnosti preto reprezentujú extrémne malé “vzorky”
materiálu, najčastejšie s rozmermi
menšími ako 100 nm. V prípade tak
malých rozmerov závisí správanie
systému veľmi silne od okrajových
podmienok a ich špecifikácia si preto vyžaduje mimoriadnu pozornosť.
A nakoľko first principles výpočty
sú založené na simulácii vibračných
stavov atómov, vyžadujú si krokovanie (opakovanie výpočtu) v intervaloch cca po 10 -15 s [25]. Čas zaťažovania sa tak aj v prípade použitia
najvýkonnejších gigahertzových
procesorov pohybuje v najlepšom
prípade na úrovni nanosekund, čo
pri analýze lomu nevyhnutne vedie
k nerealisticky vysokým rýchlostiam
deformácie (107 – 1012 s-1).
Možno teda zhrnúť, že napriek značnému pokroku v chápaní mechanizmov nukleácie a sklzu dislokácií, potvrdeniu významnej úlohy TA
pri oboch procesoch a potvrdeniu
ich dominantnej úlohy pri určovaní
mechanizmu lomu v dôsledku mechanického zaťaženia, z teoretického (fyzikálneho) hľadiska je pochopenie procesov v pozadí BDT pri TT
ešte stále nedostatočné. Chýbajú
simulácie nukleácie zárodku porušenia v mriežke bez geometrického
vrubu a publikované výsledky nepopisujú podmienky vzniku lokalizovaných špičiek napätí v počiatočných štádiách plastickej deformácie
pri teplotách nižších ako TT. Simulácia týchto procesov vo veľkých
systémoch a počas realistických
časových úsekov kladie na výkony
výpočtovej techniky tak vysoké nároky, že analýza zaťaženia vzorky
s reálnymi fyzikalno-metalurgickými charakteristikami, ako sú hranice zrna a transformačné spevnenie,
je zatiaľ nemožná. Prísľubom do budúcnosti sú tzv. viacškálové metódy modelovania (multiscale modeling methods, MMM). Relatívne malé
modely, ktoré presne popisujú analyzovaný jav na atomárnej úrovni sú
v MMM modeloch špecializovanými
postupmi previazané s modelmi pracujúcimi na hrubšej škále pomocou
výmeny čiastkových výsledkov analýzy [25]. MMM analýza by tak v budúcnosti mala umožniť premostenie
simulácií na atomárnej úrovni s efektívnejšími výpočtovými postupmi na
mezo a makroskopickej úrovni, ako
je to naznačené v [19].
3 DISKUSIA
Škála, na ktorej sa rozhoduje o kinetike nukleácie a pohybu dislokácií je
ďaleko pod rozlišovacou schopnosťou tradičnej fyzikálno-metalurgickej analýzy a nové poznatky o BDT
sú dnes najmä výsledkom numerických simulácií na úrovni kryštalogra-
113
Inžinierska interpretácia tranzitnej teploty feritických ocelí
Obr.2 Súhrn najdôležitejších záverov analýzy literárnych dát o príčinách BDT pri TT
Fig. 2 Summary of the most important conclusions from the analysis of data from literature on the
causes of BDT at TT
fickej mriežky. Vďaka svojej povahe
sa publikujú skôr v článkoch a periodikách orientovaných na fyziku
tuhých látok či numerické modelovanie a zvyčajne sú pre bežného inžiniera ťažko čitateľné. Výsledkom je,
že v dostupnej literatúre chýba inžiniersky zrozumiteľná fyzikálno metalurgická interpretácia existencie TT.
Najdôležitejšie výsledky zhromaždených literárnych dát je možné zhrnúť
do niekoľkých bodov, ktoré umožnia
formulovať uspokojivý fenomenologický model BDT a TT. Predovšetkým je napätie pre iniciáciu štiepneho porušenia vyššie, ako kritické
sklzové napätie [26 – 28]. BDT teda
musí súvisieť s aktiváciou účinného
mechanizmu relaxácie, ktorý je nad
TT schopný zabrzdiť rozvoj lokalizovaných špičiek elastického napätia
od dislokácií nahromadených pred
prekážkami v činných SS, ktoré sú
pre iniciáciu štiepneho porušenia
nevyhnutné.
Po druhé, účinná relaxácia lokálnych elastických pnutí môže okrem
iniciácie necelistvosti prebehnúť iba
vznikom a redistribúciou dislokácií.
Nukleácia i pohyb dislokácií sú TA.
Keďže rýchlosť každého TA procesu klesá s teplotou, dá sa očakávať,
že s poklesom teploty bude klesať
i účinnosť dislokačného mechanizmu relaxácie.
Po tretie, mnohokrát v minulosti preukázaná závislosť TT od rýchlosti deformácie je typická črta TA procesov.
Pre ne platí (empiricky) Arrheniov
vzťah de/dt = A exp(Ea /kTc), v ktorom de/dt je rýchlosť deformácie,
A a k sú konštanty (k Boltzmanno-
114
Obr.3 Mechanizmy lomu pri monotónnom zaťažení
Fig. 3 Mechanisms of fracture under monotonous stress
Štiepny – brittle, Tvárny – ductile, Interkryštalický – Intercrystalline
va), Tc je tranzitná teplota a Ea je aktivačná energia analyzovaného procesu. Arrheniov vzťah je teda možné
využiť na určenie aktivačnej energie
BDT (napr. [42, 43]). I keď sa najčastejšie uvádza, že aktivačná energia
BDT je podobná aktivačnej energii
sklzu dislokácií (mobility controlled
BDT), ani kontrolu BDT prostredníctvom nukleácie dislokácií (nucleation
controlled BDT) pravdepodobne nie
je možné vylúčiť [30, 31].
A konečne, Taylor už v r. 1938 analyticky preukázal [44], že pre neobmedzenú zmenu tvaru kryštalickej látky
(a teda aj účinnú relaxáciu lokalizovaných špičiek napätí bez vzniku necelistvosti) je potrebných najmenej
5 geometricky nezávislých SS. Tiež
potvrdil, že v k.pl.c. mriežke je medzi
12 SS práve 5 nezávislých. V r. 1963
Groves a Kelly [45] dokázali, že tzv.
Taylorova podmienka je splnená aj
v k.pr.c. mriežke, takže za bežných
podmienok namáhania sa oba typy
polykryštalických látok dobre deformujú a sú húževnaté. Taylorova
analýza však na druhej strane naznačuje, že ak je v dôsledku nedostatočnej rýchlosti nukleácie alebo
pohyblivosti dislokácií aktivita niektorého z 5 nezávislých SS znížená
alebo zastavená, lokálne špičky napätí nebudú môcť účinne relaxovať
a budú rásť dovtedy, kým nevznikne
zárodok štiepnej trhliny.
Zmena mechanizmu lomu z tvárneho na štiepny sa teda objaví, ak
účinnosť TA dislokačného mechanizmu relaxácie poklesne vplyvom
poklesu teploty pod kritickú hodnotu a lokálne špičky napätí budú
môcť relaxovať iba nukleáciou necelistvosti. Menej významná úloha TA
procesov nukleácie a sklzu dislokácií v k.pl.c mriežke vysvetľuje potom
absenciu BDT v austenitických oceliach. Schematicky sú uvedené závery zhrnuté na obr. 2. TA charakter
BDT i podobné hodnoty aktivačZ VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
O D B O R N É Č L Á NKY
ných energií BDT a sklzu dislokácií
sú v zhode s navrhnutým fenomenologickým modelom.
Nukleácia i pohyb dislokácií sú napätím indukované TA procesy, takže
aktuálny metalurgický stav materiálu
sa prostredníctvom transformačného spevnenia (t. j. kritického sklzového / deformačného napätia) určite podieľa na teplote a rýchlosti BDT.
Rovnako, ako charakter a koncentrácia prekážok, ktoré stoja v ceste
dislokáciám v SS – spomedzi nich
sú najúčinnejšie hranice zrna s veľkým uhlom, sekundárne častice, či
niektoré dvojčatá [46]. I keď je teda
BDT intrinsickou, TA vlastnosťou materiálov s k.pr.c. mriežkou, podmienky BDT závisia od aktuálneho metalurgického stavu materiálu, ktorý je
primárne charakterizovaný transformačným spevnením a veľkosťou najmenšieho štruktúrneho útvaru, ohraničeného hranicou s veľkým uhlom.
Horeuvedená interpretácia BDT a TT
je v súlade s výsledkami experimentov, ktoré mnohokrát preukázali rast
TT s rastom transformačného spevnenia a s rastom veľkosti zrna. Stojí
však za povšimnutie, že rovnaké parametre primárne riadia i zmenu mechanizmu lomu z transkryštalického tvárneho na interkryštalický [47],
ktorý bol pozorovaný v mnohých
materiáloch s vyššou pevnosťou
pri zvýšených teplotách a nízkych
rýchlostiach deformácie a ktorý je
tiež sprevádzaný dramatickým poklesom húževnatosti. Transformačné spevnenie a veľkosť zrna tak očividne kontrolujú mechanizmus lomu
pri monotónnom zaťažení v celom
rozsahu teplôt a rýchlostí deformácie, pri ktorých sa môže objaviť tvárny, štiepny či interkryštalický lom
(schem. obr. 3) a primárne riadia húževnatosť konštrukčných materiálov
v podmienkach monotónneho namáhania.
ZÁVER
Na základe analýzy literárnych dát
bola navrhnutá jednoduchá fenomenologická (inžinierska) interpretácia
TT feritických ocelí. Model je založený na tepelne aktivovanej povahe
nukleácie a pohybu dislokácií a je
v súlade so známym účinkom základných charakteristík metalurgického stavu materiálu na TT.
CONCLUSIONS
Based on the analysis of literature
data, a simple phenomenological
(engineering) interpretation of tranZ VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
sition temperatures in ferritic steels
is proposed. The model is based on
thermally activated nature of nucleation as well as movement of dislocation and complies with the known
effect of basic metallurgical characteristics of material, on transition
temperature.
Literatúra
[1] Shank, M. E.: A Critical Survey of
Brittle Failure in Carbon Plate of Steel
Structures Other Than Ships. BuShips
Project NS-731-034, Division of
Engineering and lndustrial Research,
National Academy of Science, NRC,
Washington, Dec. 1953
[2] Bramfi, B.: History of Charpy Impact
Testing. Newsletter of Laboratory
Testing Inc May 2010; 25, s. 1 – 4
[3] Griffith, A. A.: The phenomena of
rupture and flow of solids.
Philosophical Transactions of the
Royal Society of London 1921; A 221,
s. 163 – 98
[4] Zworykin, V. K. – Hillier, J. – Snyder,
R. L.: A scanning electron
microscope. ASTM Bull 1942; 117,
s. 15 – 23
[5] Zener, C.: Fracturing of Metals. ASM,
Metals Park, Ohio, USA, 1948
[6] Cottrell, A. H: Dislocations and Plastic
Flow in Crystals, Clarendon Press,
Oxford, 1953
[7] Hirsh, P. B – Horne, R. W. – Whelan,
M. J.: Direct observations of the
arrangement and motion of
dislocations in aluminium. Phil Mag
1956; 1, s. 677 – 84
[8] Thompson, R. – Hsieh, C. – Rana, V.:
Lattice Trapping of Fracture Cracks. J
Appl Phys 1971; 42, s. 3154 – 60
[9] Rice, J. R. – Thomson, R.: Ductile
versus brittle behavior of crystals. Phil
Mag 1974; 29: s. 73 – 97
[10] John, C. S.: The brittle-to-ductile
transition in pre-cleaved silicon single
crystals. Phil Mag 1975; 32,
s. 1193 – 212
[11] Bitzek, E. – Gumbsch, P.: Mechanism
of dislocation multiplication at crack
tips. Acta Mater 2013; 61,
s. 1394 – 403
[12] Ersland, CH. – Thaulow, C. – Vatne,
I. R. – Ostby, E.: Atomistic modeling
of micromechanisms and T-stress
effects in fracture of iron. Engineering
Fracture Mechanics 2012; 79, s. 180 –
90
[13] Vatne, I. R. – Ostby, E. – Thaulow, C.
– Farkas, D.: Quasicontinuum
simulation of crack propagation in
bcc-Fe. Materials Science and
Engineering 2011; A 528, s. 5122 – 34
[14] Sen, D. – Thaulow, C. – Schieffer, S.
V. – Cohen, A. – Buehler, M. J.:
Atomistic Study of Crack-Tip
Cleavage to Dislocation Emission
Transition in Silicon Single Crystals.
Phys Rev Lett 2010; 104, s. 235502-1-4
[15] Kassner, M. E., – Nemat-Nasser, S. –
Zhigang, S. – Gang, B. – Barbour, J.
C. – Brinson, L. C. et al.: New
directions in mechanics. Mechanics
of Materials 2005; 37, s. 231 – 59
[16] Pugno, N. M. – Ruoff, R. S.:
Quantized fracture mechanics. Philos
Mag 2004; 84: s. 2829 – 45
[17] Pugno, N. M.: Dynamic quantized
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
[23]
[24]
[25]
[26]
[27]
[28]
[29]
[30]
[31]
[32]
[33]
[34]
fracture mechanics. International
Journal of Fracture 2006; 140,
s. 159 – 68
Cherepanov, G. P. – Balankin, A. S. –
Ivanova, V. S.: Fractal fracture
mechanics / a review. Engineering
Fracture Mechanics 1995; 51,
s. 997 – 1033
Saether, E. – Ta'asan, S. A.:
Hierarchical Approach to Fracture
Mechanics. NASA/TM-2004-213499,
November 2004
Wnuk, M. P. – Yavari, A.: Discrete
fractal fracture mechanics.
Engineering Fracture Mechanics
2008; 75, s. 1127 – 42
Berdin, C. – Besson, J. – Bugat, S. –
Desmorat, R. – Feyel, F. – Forest, S.
et al.: Local Approach to Fracture.
École des Mines de Paris, 2004
Pineau, A.: Development of the local
approach to fracture over the past 25
years: theory and applications. Anales
de la mecánica de fracture 2007; 1,
s. 9 – 24
Pineau, A.: Modelling ductile to brittle
transition in steels – micromechanical
and physical challenges. Int J Fract
2008; 150, s. 129 – 56
Krajcinovic, D.: Damage mechanics:
accomplishments, trends and needs.
International Journal of Solids and
Structures 2000; 37, s. 267 – 77
Saether, E. – Yamakov, Y. – Phillips,
D. R. – Glaessgen, E. H.: An Overview
of the State of the Art in Atomistic and
Multiscale Simulation of Fracture.
NASA/TM-2009- 215564, 2009
Stroh, A. N.: The formation of cracks
as a result of plastic flow. Proc Roy
Soc 1954; 223: s. 404–14
Cottrell, A. H.: Theory of brittle
fracture in steel and similar metals.
Transactions of the Metallurgical
Society of AIME 1958; 212,
s. 192 – 203
Smith, E.: The nucleation and growth
of cleavage microcracks in mild steel.
In: Physical basis of Yield and
Fracture, Conf Proceedings Inst Phys
and Phys Soc 1966 London
Deng, Q. – Xiong, L. – Chen, Z.:
Coarse-graining atomistic dynamics
of brittle fracture by finite element
method. International Journal of
Plasticity 2010; 26, s. 1402 – 14
Gang, L. – Guanshui, X.: Nucleation
of partial dislocations at a crack and
its implication on deformation
mechanisms of nanostructured
metals. Journal of the Mechanics and
Physics of Solids 2009; 57,
s. 1078 – 92
Gumbsch, P.: Brittle fracture and the
brittle to ductile transition of tungsten.
Journal of Nuclear Materials 2003;
323, s. 304 – 12
Li, J. – Ngan, A. H .W. – Gumsch, P.:
Atomistic modelling of mechanical
behaviour. Acta Materialia 2003; 51,
s. 5711 – 42
Fivel, M. C.: Discrete dislocation
dynamics: an important recent breakthrough in the modelling of
dislocation collective behaviour.
C R Physique 2008; 9, s. 427 – 36
Moriarty, J. A. – Vitek, V. – Bulatov,
V. V. – Sidney, Y.: Atomistic simulation
of dislocations and defects. Journal of
Computer Aided Material Design
2002; 9, s. 99 – 132
115
Inžinierska interpretácia tranzitnej teploty feritických ocelí
[35] Wang, L. – Bei, H. – Li, T. L. – Gao, Z.
F. – George, E. P. – Nieh, T. G.:
Determining the activation energies
and slip systems for dislocation
nucleation in body-centered cubic
Mo and face-centered cubic Ni single
crystals. Scripta Materialia 2011; 65,
s. 179 – 82
[36] Warner, D. H. – Curtin, W. A.: Origins
and implications of temperaturedependent activation energy barriers
for dislocation nucleation in facecentered cubic metals. Acta Materialia
2009; 57, s. 4267 – 77
[37] Li, J.: The mechanics and physics of
defect nucleation. MRS BULLETIN
2007; 32, s. 151 – 9
[38] Biener, M. M. – Biener, J. – Hodge,
A. M. – Hamza AV. Dislocation
nucleation in bcc Ta single crystals
studied by nanoindentation. Physical
Review B 2007; 76, 165422-1-6
[39] Chaussidon, J. – Fivel, M. – Rodney,
D.: The glide of screw dislocations in
bcc Fe: Atomistic static and dynamic
simulations. Acta Materialia 2006; 54,
s. 3407 – 16
[40] Hsiung, L. L.: On the
Micromechanisms of Anomalous Slip
in BCC Metals. 10th International
[41]
[42]
[43]
[44]
[45]
[46]
[47]
Symposium on Physics of Materials,
Prague, Czech Republic, Aug.2005
(Report UCRL-CONF-215209,
Lawrence Livermore National
Laboratory, Livermore CA, USA)
Seeger, A.: Why anomalous slip in
body-centred cubic metals? Materials
Science and Engineering A 2001;
319-321, s. 254 – 60
Tanaka, M. – Tarleton, E. – Roberts,
S. G.: The brittle–ductile transition in
single-crystal iron. Acta Materialia
2008; 56: s. 5123 – 29
Giannattasio, A. – Yao, Z. – Tarleton,
E. – Roberts, S. G.: Brittle-ductile
transitions in polycrystalline tungsten.
Phil Mag 2010; 90, s. 3947 – 59
Taylor, G. I.: Plastic strains in metals,
J.Inst.Met 1938; 62, s. 307 – 24
Groves, S. V. – Kelly, A.: Independent
slip systems in crystals, Phil. Mag.
1963; 8, s. 877 – 87
Šmida, T. – Bošanský, J.: Fracture
mode transition phenomena in ferritic
steels as a consequence of the
change of deformation mode.
Materials Science and Engineering
A 2002; 323, s. 21 – 6
Šmida, T. – Bošanský, J.:
Mechanizmus žíhacieho
a podnávarového praskania
zvarových spojov ocelí – Časť
I. Kovové materiály 1997; 35,
s. 1 – 18
<
Poďakovanie
Úprimne ďakujeme Ing. Anne Machovej, CSc.,
z Ústavu termomechaniky AV ČR, v. v. i., v Prahe,
za kontrolu časti o submikrokopických analýzach.
Článok recenzoval:
Ing. Ľuboš Mráz, PhD., VÚZ – PI SR, Bratislava
Poznámka recenzenta:
Tranzitné správanie ocelí ovplyvňuje i faktor plastickej deformácie (deformácie za studena). Vznik
štiepneho lomu sa dáva do súvisu i s faktorom
energie vrstevnej chyby. Oba tieto faktory autori
v článku ani okrajovo nespomínajú.
Stanovisko autorov k poznámke:
Deformácia za studena sa podieľa na metalurgickom stave ocele, ktorý, ako je v článku diskutované, síce vplýva na výšku tranzitnej teploty, ale
neumožňuje vysvetliť jej existenciu. Energia vrstevnej chyby je jedným z faktorov, ktoré určujú
aktivačnú energiu pohybu dislokácií, takže je
implicitne zahrnutá v navrhnutom fenomenologickom modeli.
55. medzinárodný
strojársky
veľtrh
MSV 2013
Meracia, riadiaca, automatizačná
a regulačná technika
Stále sa môžete prihlásiť!
7.–11. 10. 2013
Br no – Výstav is ko
116
Veletrhy Brno, a.s.
Výstaviště 1
647 00 Brno
Tel.: +420 541 152 926
Fax: +420 541 153 044
[email protected]
www.bvv.cz/msv
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
Z VÁ R AN I E PR E P R A X
Antikavitačné návary predlžujú životnosť
energetických zariadení
PETER POT OCKÝ
Ing. P. Potocký, STM POWER a. s., Trnava
Antikavitačné návary patria medzi moderné prvky metodiky modernizácií, rekonštrukcií a generálnych opráv
týchto zariadení
Kavitácia je jedným z nežiaducich sprievodných javov, ktorý je spojený s prevádzkou vodných turbín.
Vzniká za určitých špecifických podmienok odparovaním vody a kondenzáciou vodných pár pri teplote 10 –
20 °C v miestach, kde dochádza k náhlemu poklesu tlaku, až pod úroveň tlaku, pri ktorom vrie voda a vznikajú
bublinky vodných pár – kavity. Po zvýšení tlaku v tomto výrazne dynamickom prostredí kavita skolabuje, čiže
okolitá kvapalina prudko vyplní prázdny priestor, pričom
vznikne rázová vlna, ktorá sa šíri kvapalinou do okolia
a má deštruktívny účinok na povrch turbíny. Prejavuje
sa vytrhávaním mikročiastočiek materiálu. To má za následok oslabovanie a degradáciu zaťažených povrchov
a celých častí turbín.
Potlačenie tohto javu je možné dosiahnuť niekoľkými
spôsobmi. Ak opomenieme spôsob znížením tlakovej diferencie na vstupe a výstupe, čo nie je žiadaný spôsob,
potom nám na riešenie ostáva optimalizácia tvaru, alebo použitie materiálov odolných voči kavitácii. Optimalizácia tvarom má z konštrukčných a funkčných dôvodov
určité obmedzenia, a teda nie je dosiahnuteľná v každom mieste vzniku kavitácie. Preto sa niektoré exponovane namáhané časti turbín buď priamo vyrábajú alebo
povrchovo upravujú kavitačne odolnými materiálmi, medzi ktoré patrí aj nehrdzavejúca oceľ. Problémové bývajú najmä plochy obežných lopát a ich okolie na rozhraní
pretlakového a podtlakového priestoru.
Pri Kaplanových (resp. vrtuľových) turbínach možno tento jav bežne pozorovať na obvodovej ploche obežných
lopát alebo na náboji obežného kolesa, v mieste votknutia obežnej lopaty do náboja, a to tesne pod mysleným
predĺžením odtokovej hrany lopaty. Preto sa snažíme na
takto exponovaných miestach použiť materiály s vyššou
kavitačnou odolnosťou. Najjednoduchší a pevnostne vyhovujúci spôsob je aplikácia takéhoto materiálu naváraním. Vývoj návarových materiálov a nových aplikačných
technológií zvárania tak výrazne prispieva k obnove drahých energetických zariadení a k predĺženiu ich životnosti.
Medzi štandardné požiadavky prevádzkovateľov vodných turbín patrí i požiadavka na opravy miest poškodených kavitáciou pri zachovaní, resp. zvýšení pôvodnej
kavitačnej odolnosti. STM POWER a. s., Trnava je spoločnosť, ktorá sa už niekoľko rokov zaoberá modernizáciou a generálnymi opravami vodných turbín. Medzi tie
najnáročnejšie úlohy takéhoto zadania patrí požiadavka na celoplošnú antikavitačnú úpravu. Príkladom realizácie takejto úlohy v poslednom období bola generálna oprava agregátu TG3 Vodnej elektrárne Nosice. Ide
o 5-lopatkovú Kaplanovu turbínu priemeru 4 800 mm
s výkonom 25 MW, ktorá pracuje pri otáčkach 126 min-1.
>
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr. 1 3D schéma telesa náboja
Obr. 2 Detail renovovanej časti s návarom
Veľkosť náboja obežného kolesa (plnenie) tvorí 50 %
celkového priemeru obežného kolesa. Požiadavka je
definovaná stručne: V rámci generálnej opravy upraviť
náboj obežného kolesa (obr. 1) antikavitačným antikorovým návarom (obr. 2).
Aby sme priblížili náročnosť úlohy, uvedieme niektoré
charakteristické údaje renovácie:
117
Antikavitačné návary predlžujú životnosť energetických zariadení
Obr. 3 Teleso náboja po 1. opracovaní so skúšobným návarom v spodnej
časti
Obr. 4 Naváranie podkladovej vrstvy, detail
Obr. 5 Naváranie podkladovej vrstvy
Obr. 6 Robotizované pracovisko
Podmienky vyhotovenia
Hrubá plocha náboja vrátane otvorov pre obežné lopaty cca 9,6 m2.
Čistá plocha návaru bez otvorov pre obežné lopaty cca
7,1 m2.
Náboj pod návar opracovať úberom na ploche tak, aby po
návare a nasledujúcom opracovaní do pôvodného tvaru
zostala zachovaná min. 4-milimetrová hrúbka návarovej
vrstvy.
Stručný postup
Obr. 7 Teleso náboja po naváraní
Hrubý rozmer a parametre náboja
Veľkosť:
Výška:
Materiál pôvodný:
Hmotnosť:
118
GUĽA priemeru 2 400 mm
1 200 mm
DIN1681 GS-60 (42 26 53.2)
17 ton
1. Opracovanie 4-milimetrovej vrstvy na plochu na karuselovom sústruhu (obr. 3).
2. Návar podkladovej antikorovej vrstvy (obr. 4 – 7)
s hrúbkou 3 mm prídavným materiálom BOEHLER CN
23/12-IG (tab. 1).
3. Návar krycej vrstvy s hrúbkou 3 mm prídavným materiálom THERMANIT 13/14 SI (tab. 2).
4. Kontrola navareného povrchu priebežne počas zvárania vrstiev (obr. 8).
5. Opracovanie vrchnej vrstvy, čiže hrubovanie, kontrola
povrchu a opracovanie na hotovo na predpísaný rozmer náboja.
Cieľ úlohy
Popis zváracieho pracoviska
Vyhotoviť antikorový návar obtekaného povrchu telesa
náboja pre zabezpečenie povrchu odolného voči kavitácii, bez zostatkových pnutí po návare tak, aby bola zabezpečená správna funkcia a tesnosť náboja obežného
kolesa.
robot:
KUKA KR6
zváracie zariadenie: FRONIUS
polohovadlo:
otočný stôl S25 synchronizovaný
so zváracím zariadením.
Pôvodne sa podobné práce realizovali na horizontálne
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
Z VÁ R AN I E PR E P R A X
Tab. 1 Chemické zloženie podkladovej vrstvy BOEHLER CN 23/12-IG
(čistý zvarový kov – smerné zloženie v hm. %)
C
0,02
Si
0,5
Mn
1,7
Cr
24,0
Ni
13,2
Tab. 2 Chemické zloženie návaru Thermanit 13/14 SI
C
0,03
Si
0,8
Mn
0,7
Cr
13,0
Mo
0,5
Ni
4,7
rotujúcom náboji obežného kolesa s predhrevom a návarom elektródou pod tavivom. Zmena technologického postupu navárania využitím robotickej ruky umožnila urýchliť a zjednodušiť celkový proces navárania.
Pri naváraní nebolo potrebné vyrábať náročné prípravky umožňujúce horizontálne uloženie náboja obežného kolesa a zabezpečujúce jeho rotačný pohyb zosynchronizovaný s rýchlosťou navárania. Modernizáciou
pracoviska (obr. 6 a 9) sa dosiahla výrazná úspora materiálu, nebolo potrebné prekrývať otvory čapov obežných lopát celoplošnými krytmi a z dôvodu zachovania neprerušovaného zvaru navárať i povrch týchto
dočasných prekrytí. STM POWER je inžiniersko-výrobná spoločnosť, zameraná na sektor energetického
priemyslu. Sústreďuje sa na činnosti vo vývoji, výrobe a realizáciách riešení pre vodnú, tepelnú a jadrovú
energetiku.
Obr. 8 Kontrola povrchu návaru
ZÁVER
Dosiahla sa úroveň kvalitnej renovácie s nezanedbateľnými ekonomickými úsporami, a to hlavne nasadením moderného robotizovaného pracoviska.
<
Obr. 9 Pohľad na predhrev a polohovadlo
Zváračský slovník
prvá celosvetová aplikácia zváračského slovníka
Odložte svoje staré knihy. Vitajte v budúcnosti.
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
119
Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR
z VÚZ – PI SR Bratislava užívateľovi
SAG Elektrovod, a. s.
S Ing. Marianom Bartošom, IWE, špecialistom pre kooperáciu, výrobu
a zváranie, Divízie elektrických vedení, SAG Elektrovod, a. s., Bratislava,
sa zhováral šéfredaktor časopisu Zváranie-Svařování, Ing. Tibor Zajíc
Uplynulo len pár dní, keď bola udelená Výskumným ústavom zváračským – Priemyselným inštitútom Slovenskej
republiky (ďalej len VÚZ – PI SR) okrúhla, v rodine zváračov možno povedať „jubilejná 2000-ca WPQR (Welding
Procedure Qualification Record). Na koho toto okrúhle
a iste aj vysoké číslo padlo? Na v energetike dostatočne
známu a renomovanú firmu SAG Elektrovod, a. s., Bratislava. Vykonali sme preto krátke stretnutie a vypočuli si
iste aj pre širšiu verejnosť inšpiratívne názory okolo kvality zvárania, hodnotenia zvarov, požiadaviek na kvalitu
výroby oceľových konštrukcií v energetike v súlade s Eurokódmi a nadväznými národnými normami. Ďalej postavenia WPQR v nich, ich praktického významu v každodennej výrobnej praxi až po súčasné požiadavky na
triedy vykonania v EXC3.
Oslovili sme teda, v tejto oblasti človeka povolaného a pre
širšiu verejnosť iste známeho z publikácií v odborných časopisoch Zváranie-Svařování, All for Power, Ocelové konstrukce, Strojárstvo-Strojírenství atď., alebo z prednášok
v ČR a na Slovensku, Ing. Mariana Bartoša, IWE, zo spoločnosti SAG Elektrovod, a. s., ktorý tejto odbornosti zasvätil, popri vývoji technológií, veľkú časť svojho života.
Ako hodnotíte spoluprácu medzi VÚZ – PI SR a SAG
Elektrovod, a. s., Bratislava a význam tried zhotovenia v zmysle Eurokódov, konkrétne EXC3 z hľadiska
praxe?
Hodnotenie je vždy spojené s rekapituláciou alebo inak
povedané, ohliadnutím sa za minulosťou, kde sa vzal
motív tejto spolupráce, jej užitočnosť a dnes už potreba.
Preto krátka rekapitulácia, užitočná hlavne pre nových
ľudí z mladej generácie, aby nedošlo k strate kontinuity
pôvodu vedomostí. Lebo ako povedal a mal heslo jeden
z najväčších a najúspešnejších GURU v našich blízkych
dejinách, pán Tomáš Baťa „Informace nejsou vědomosti!“ Toto heslo netreba komentovať hlavne dnes, vo
vodopádoch nevyžiadaných informácií alebo inak trendovo povedané „informačného smogu“.
Spolupráca týchto podnikov vznikla a datuje sa od počiatku ich vzniku, ako reprezentantov kľúčových odborov. Vojnou poškodený priemysel a energetika krajiny,
cez ktorú prešiel front s tvrdými obrannými bojmi (viď
SNP, Dukla, Svidník...), obranno-ústupné boje, činnosť
partizánov atď., zanechala rozbitý a zdecimovaný priemysel, ale aj energetiku. Tento fakt si pri obnove a rekonštrukciách vyžiadalo nové prístupy – nové riešenia.
Doznievala éra nitovania a v zbrojnom priemysle už existovalo pomerne slušne rozvinuté zváranie. A ako to vždy
býva, každý vojenský konflikt akceleruje výskum a rozvoj nových technológií. Nie inak to bolo aj v tomto prípade. Nositelia týchto nových, pre okolitý svet prevratných
vedomostí a technológií, sa za podpory jednotlivcov
120
Obr. 1 Budova Elektrovodu – pohľad, ktorý je dnes už históriou
Obr. 2 Transportná loď triedy LIBERTY
i štátu koncentrovali, kde inde, ako v inštitúte na to zriadenom, a tým bol Výskumný ústav zváračský.
V tom čase z dôvodov potreby obnovy poničenej energetiky v obnovenom československom štáte vznikol aj
národný podnik Elektrovod (obr. 1) s tromi odštepnými závodmi, ktoré pokrývali svojou výrobou prakticky
všetky potreby pre túto úlohu. Od výroby stožiarov NN,
VN a VVN, hlavných a pomocných oceľových konštrukcií rozvodných staníc, cez odliatky, výkovky, žiarové, ale
aj galvanické zinkovanie vrátane pasivácie fosfátovaním
atď. Teda obsah technologicky nadmieru široký.
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
I N FO R M ÁCI E – R O Z H OV OR Y
Ale vráťme sa k potrebe spolupráce s VÚZ-om. V prípade vzniku VÚZ to bola ideálna základňa a koncentrácia
vedomostí, ktoré predbehli dobu, lebo tie boli získané
a prinesené technickými celebritami priamo z veľmocí
techniky, medzi nimi aj z USA, prof. Ing. Jozefom Čabelkom, riešiteľom a oceneným človekom vládou USA
za vyriešenie kardinálneho problému praskania zvarov
celozváraných trupov nákladných lodí triedy LIBERTY.
Až ich masovým nasadením sa začala prevažovať miska váh medzi rekordmi potopenej brutto registrovanej
tonáže Spojeneckých konvojov v Atlantiku ponorkami Kriegs marine a jej náhradou novými celozváranými
transportnými loďami (obr. 2). Práve zváranie pomohlo
vyhrať tieto preteky s časom a ovplyvniť osudový vývoj
vojnových udalostí. Tam sa prvýkrát v tak veľkej vážnosti ukázal dodnes pretrvávajúci večný boj s vnútorným
pnutím zvyškových napätí od prirodzenej zmrštivosti
objemu tavného kúpeľa, prechodovej teploty použitej
ocele v nadväznosti na krehkolomové vlastnosti pri nízkych teplotách pri plavbe lodí v severnom Atlantiku. Samozrejme, k tomu sa pripája celý rad ďalších súvisiacich
problémov, ktoré hlavne dnes vyžadujú hĺbkovú znalosť
fyzikálno-metalurgických pochodov cez všetky krivky
v FeC a ďalších nadväzných diagramoch.
Ďalším zdrojom svetovo významných vedomostí prameniacich od problematiky celozváraných pancierov
korieb tankov T-34 cez zváranie špeciálnych zliatin spaľovacích komôr leteckých motorov Ivčenko, Mikulin,
Kuznecov, Ljulka a končiac ťažkými vesmírnymi nosičmi triedy SOJUZ, prameniacich z družby a spolupráce
s Patonovým výskumným ústavom zváračským v Kyjeve v bývalej ZSSR. A do tretice spolupráca s českými elitami zo Škodovky, Vítkovíc, POLDY Kladno, ČKD, AVIA
a Aero Vodochody atď. Tam boli založené zárodky napr.
i dnes reinkarnovaných technológií zvárania výbuchom
a trecím miešacím zváraním.
Súčasná doba je iracionálne rýchla, plošne všeobjímajúca, pravdaže, na úkor hĺbky čohokoľvek, či už od citov až po znalosti, a preto vítam každý motív, či už v našom prípade význam WPQR alebo fenomén Eurokódov
pre odkrytie hlbšieho významu, prínosu, ale i technologickej disciplíny a s ňou spojenou výslednou kvalitou výroby oceľovej konštrukcie pre energetiku. Malé ohliadnutie do histórie určite nezaškodí, veď odkiaľ by mala čerpať
istotu, znalosti a sebavedomie Googlom vychovaná generácia, ak nie z principiálnej znalosti pochodov a fyzikálnej hĺbkovej znalosti podstaty dejov, počnúc zárodkami,
vznikom a rastom dendridov a končiac termomechanickým spracovaním zušľachtených ocelí. Tu je predpoklad
začiatku úspechu riešenia nových problémov.
Na jednej z konferencií zameranej na výstavbu a rozširovanie jadrových elektrární rôznymi medzinadnárodnými konzorciami v tomto roku v Prahe zaznela jedna
z kľúčových myšlienok ako výstrel do ticha „Ale pánové, vždyť tohle sme my už jednou uměli...!“ Niekto bol
otrasený faktom, niekto nereagoval vôbec. Ale tak to už
býva od čias, keď „Veľký dizajnér“ rozdal celosvetovú
menu. Toľko malá rekapitulácia spolupráce s VÚZ-om,
dnes VÚZ – PI SR.
Dnes v nestenčenej miere pokračuje spolupráca pri previazaní potrieb energetickej praxe a odborných znalostí
s VÚZ – PI SR, a to v rôznych rovinách, či už pedagogickej alebo praktickej, zväčša vyústenej do témy dnešného článku, teda WPQR ako vybrúseného briliantu problému. SAG Elektrovod, a. s. vlastní celý rad obecnejších,
ale aj veľmi špecifických WPQR-iek. Hlavne tie posledné pre špeciálne zliatiny a materiály používané v silovej
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr. 3 NC riadený vŕtací stroj s 9 vretenami pre 3 priemery vrtákov v 3 osiach
Obr. 4 Detail vŕtania s 3 vrtákmi
Obr. 5 NC riadený vŕtací stroj s 3 vretenami na výrobu stykových dosiek
121
Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR z VÚZ – PI SR Bratislava
užívateľovi SAG Elektrovod, a. s.
energetike sú relatívne zložité ako v kombinácii parametrov zvárania, tak v striedavo použitých zváracích metódach v procese. Vypilovať ich za aktívnej spolupráce, ale
hlavne banky znalostí VÚZ – PI SR nebolo ani časovo ani
intelektuálne jednoduché. Nedá sa nespomenúť v súvislosti s meritom článku, teda WPQR významnú osobnosť
známu prakticky v celej republike i Čechách, a ktorá sa
vykryštalizovala zo zárodku VÚZ-u, váženého pána Radiča a kolektív ľudí okolo neho. Nejedna WPQR čerpala
pri cizelovaní parametrov z jeho praktických skúseností.
A z tohto dôvodu úspešne dotiahnutá WPQR má cenu
know-how pre výrobcu.
Samozrejme, v procese výstavby energetiky sú rozšírené aj kooperácie na ktorých sa podieľa celý rad subdodávateľov. Pri výbere dodávateľov sme svedkami roztvárania nožníc kvality. Čím je to dané? Jedni prežívajú,
neinvestujú do technológií, nedoplňujú odborné znalosti zo súčasných požiadaviek prameniacich hlavne z Eurokódov, inak povedané, zaostávajú. Druhí vrhajú dnes
aj keď malé zisky do intelektuálneho šľachtenia svojich
zamestnancov formou školení, seminárov, pravidelných
konferencií u nás i v ČR, ale hlavne nákupom súčasným požiadavkám zodpovedajúcich strojov, ako s triedou presností, tak kvalitou obrobených povrchov. Vôbec
nie je pravdou, že toto strojné inovovanie je neznesiteľne
drahé. Existuje prekypujúci trh s použitými, repasovanými a garantovanými strojmi (obr. 3 – 5), ktorých z titulu úpadku strojnej výroby je nadbytok. Preto sme svedkami, keď racionálne uvažujúci výrobcovia s ambíciami
spĺňať technické kritériá v tendrových podmienkach
s odpovedajúcou technicko-intelektuálnou úrovňou vedomostí Eurokódov a na ne nadväzujúcich národných
noriem, držia krok s požiadavkami investičných akcií európskej energetiky a sú úspešní. Pravda, aj v nich môže
zohrať rolu ľudský faktor, subdodávateľské zlyhanie, najmä v kvalite zinkovania oceľových konštrukcií a spojovacieho materiálu, ale za ktorý nesú plnú zodpovednosť
s dopadom voči investorovi. Preto úloha šéfinžinieringu,
technického dozoru pri výrobe, bremeno preberacieho
konania oceľových konštrukcií, je na výsosť dôležitá pre
obe strany, ako pre výrobcu, tak i pre investora. To ale
vyžaduje vychovať špecialistov hlboko znalých vo všetkých použitých technológiách v procese výroby, jej postupoch, jednotlivých operáciách, zváraní, odstraňovaní
geometrických deformácií spôsobených pnutím zvyškových napätí, cez laserovú metrológiu, končiac povrchovou úpravou, či už zinkovaním, šopovaním alebo ich
pasiváciou. Dnes, vstúpením medzinárodných energetických spoločností, či už ako majiteľov alebo investorov,
no vždy významných hráčov, treba ovládať všetko. Či
už operatívne, kontrolou rázovej energie použitých ocelí, spektrálnej analýzy chemického zloženia, dokladovaním vrubovej húževnatosti za nízkych teplôt, najmä pre
naše zákazky SAG Elektrovod, a. s., realizované za polárnym kruhom. Svet zotrel hranice nielen na mape,
ale aj vo vedomostiach.
Nepovažuje to výrobca len za nejakú administratívnu
prekážku, ktorá ho zbytočne zaťaží ako to bolo vnímané v minulosti s inými predpismi, napr. systémom
kvality?
To mohli považovať administratívne založení ľudia, ale ja
som človek, ktorý väčšinu svojho času trávil vo výrobných dielňach a som priamo účastný pri zváracích procesoch, čiže praktici vedia oceniť prínos WPS-ky a hlavne je to veľké uľahčenie pre zvárača.
WPQR je dnes nezastupiteľná hlavne pre opakovateľnú
122
Obr. 6 Zvárač na svojom pracovisku musí mať WPS-ku
kvalitu. Opakovateľná kvalita sa rodí každé ráno na operatívnych alebo výrobných poradách a ďalej sa realizuje
vo výrobných halách pod dohľadom zodpovedných vedúcich, majstrov, ale aj vyškolených zváračov. Tam sa
už len udržuje technologická disciplína. Z technologickej disciplíny to vyústi do úspešne prebranej zákazky,
a tam mala WPQR pretavená do WPS nezastupiteľnú
cenu. Kto nedodrží predpísanú WPS-ku, je v podstate
sabotér, pretože samozrejme nastane kolísanie kvality
zvarov a dnes, keď je notoricky ultrazvukovo kontrolovaná kvalita v čoraz väčšom percentuálnom zastúpení,
je opakovateľná kvalita alfou-omegou úspechu. A preto, keď chodím dozorovať a preberať oceľové konštrukcie po závodoch, ako prvé kladiem dôraz na kontinuálnu
kvalitu, a to znamená, okrem onoho aj to, že kontrolujem
aktuálne použitie WPS. Pokiaľ má zvárač na svojom pracovisku „prišpendlenú“ WPS-ku a na digitálnom displeji
jeho zváračky sú stanovené parametre, je to z tohto pohľadu v poriadku (obr. 6). Opakom je, keď po pamäti improvizuje a skĺzne do rutiny.
Zváranie je nezastupiteľné, no treba povedať, že drvivá
väčšina stožiarov v energetike je skrutkovanej koncepcie, ale má aj množstvo zvarovaných detailov. Konkrétne
ide o špice alebo o silové uzly, ale objavuje sa aj nový fenomén, ktorý sa vyskytuje hlavne v ČR, kde ide o rekonštrukcie rozvodných staníc a prenosových ciest z patinujúcich ocelí typov Atmofix alebo Corten, čo v dnešnom
označení reprezentuje trieda 15 217. Pre časť verejnosti
treba priblížiť, že tieto konštrukcie neboli žiarovo zinkované, ale k dosiahnutiu ich životnosti bola použitá vtedy
novinka (cca 60-te roky), a to patinujúce ocele vyššie
uvedených typov. Dá sa povedať, že rozvodné stanice
a prenosové cesty VN a VVN boli z týchto materiálov
preferované najmä v ČR, kde motívom ich použitia bola
úspora v nákladoch na povrchovú ochranu žiarovým
zinkovaním, ďalej úsporou na nátery počas životnosti
danej protikoróznou stabilitou novovytvorenej patinujúcej vrstvy s nepatrným ďalším koróznym úbytkom. Ako
sa z pohľadu dnešných skúseností ukázalo, tento predpoklad skutočne platí na prostých plochách, ale v silových uzloch a detailoch, kde sa trvalo kumuluje a udržiava vlhkosť, predsa len korózne úbytky prevyšujú ostatné
plochy, a preto sa prikračuje k ich rekonštrukciám. Toto
penzum predstavuje určitú perspektívu v aplikácii zvárania.
Ďalšie úlohy pre zváranie spočívajú v perspektíve použitia ohraňovaných stožiarov u nás, no najmä v zahraničí, kde sa k ich použitiu prikračuje z dôvodu zodolnenia
liniek prenosových ciest z titulu nezadržateľne postupuZ VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
I N FO R M ÁCI E – R O Z H OV OR Y
júcich klimatických zmien. Tieto sa prejavujú v podobe
poryvových vetrov, vyšších hodnotách špičkových namáhaní, tak na vodiče, ako i na driek stožiarov. Na túto
tému zaznievajú veľmi konkrétne alarmujúce prednášky,
či už na pôde ČEPS-u, ČVUT, oceliarskych konferenciách a po tornádach a smrštiach, ktorých hustota sa
na našich územiach zväčšuje, určite budú mať rastúci
trend. Súbežne s nimi je rozpracovávaný dopad „black
outu“ na obyvateľstvo a ďalší chod krajiny.
Začína sa tvrdo presadzovať od investorov hladina
úrovne vyhotovenia oceľových konštrukcií v kvalite
EXC3. Ako to vidíte z tohto pohľadu?
Trieda kvality vyhotovenia v EXC3 pramení z Eurokódov. Čo sa týka Eurokódu Zásady navrhovania konštrukcií zavedeného v slovenskej verzii európskej normy EN
1990 ako do STN EN 1990/A1/NA ako národnej prílohy
a Európskej normy EN 1993 zavedenej v súbore STN EN
1993 Eurokód 3 Navrhovanie oceľových konštrukcií, ale
aj v STN EN 1090-2 Zhotovovanie oceľových a hliníkových konštrukcií, členské štáty EÚ a EZVO uznali, že eurokódy slúžia ako referenčné dokumenty na preukázanie
zhody požadovanej v smernici Rady 89/106/EHS, kde
pre energetiku sa týka najmä požiadavka č. 1 – Mechanická odolnosť a stabilita – ako podklad na uzatváranie
zmlúv na stavby a s tým súvisiace inžinierske služby. Preto eurokódy poskytujú pravidlá navrhovania konštrukcií
na bežné používania od návrhu, až po výrobu. Pre čitateľov, ktorí neprichádzajú do kontaktu s predmetom
otázky EXC, ale aj, ako sa stretávam s manažmentom
závodov usilujúcich sa získať zákazku, v kocke zhrniem
hlavné rozdiely v hladinách vyhotovenia stanové v Eurokóde 3 a STN EN 1090-2 + A1 Zhotovovanie oceľových
a hliníkových konštrukcií. V krátkosti sa v jednej vete dá
zhrnúť rozdiel hlavných podmienok. V benevolentnejšej
EXC2 zváranie podľa STN EN ISO 5817 v strednej hladine C, môžem mať okolo zvarov rozstrek guličiek zvarového kovu a diery pre skrutkové spoje môžem vykonávať
razením. V EXC3 je požadovaná u zvarov hladina B, teda
vysoká kvalita, odstrániť rozstrek zvarového kovu okolo
zvarov a diery vŕtať – teda zaručiť im valcovú vnútornú
dosadaciu plochu pre driek skrutky, čo sa prejavuje zvýšením trenia šmykom namáhaných spojov v únosnosti na odtlačenie dosadacej plochy. Rozdiely v technológii teda malé, ale úžitkové vlastnosti pre investora veľké.
Hlavne posledná je významná na zvýšenie odolnosti
a teda bezpečnosti prenosových ciest v energetike, lebo
u priehradových stožiarov pokiaľ sa stavajú a preberajú
v dobrom počasí, všetky vôle a styky sú vytesnené gravitáciou a váhou stožiara. Prichádzajú však neúprosné
klimatické zmeny so svojimi tornádami a poryvovým vetrom, kde spoje, keďže nie sú kategórie VP trecie, majú
možnosť sa voči sebe pohybovať. Od dier pre skrutku M
16 a vyššie je to súčet vôlí 2+2 mm. Teda pohyb diagonál
voči rohovým uholníkom alebo v stykových doskách je
možný až 4 mm! V zúriacej víchrici je konštrukcia dynamicky namáhaná nárazmi vetra sama o sebe, ale hlavne
od rozkyvu a vibrácií zväzkov vodičov. Námraza samozrejme zhoršuje tieto dynamické účinky. Vtedy už gravitačné dosadanie v dierach neplatí a spoje sú namáhané nárazmi najmä diery na odtlačenie dosadacej plochy.
Ak driek skrutky v razenej diere (obr. 7 a 8) dosadá len
na cca 1/3 hrúbky steny, teda zónu strihu nenadväzujúcu svojim priemerom na zónu odtrhnutia s výtržným kužeľom, tak v miestach dotyku sú vysoké parciálne tlaky,
prevyšujúce pevnosť materiálu v tlaku a teda prirodzene
dôjde k odtlačeniu steny takejto diery a vzniku ovality.
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Tým sa ale ešte zhoršia pohybové možnosti spoja, čím
klesne montážna tuhosť zostavy. Oválne diery a veľké
vôle nie sú priateľom v takejto krízovej situácii dynamicky
namáhanej konštrukcie, lebo posuvmi a nárazmi vytvárajú v materiáli napäťové špičky v dierou oslabenej stene
hrajúce v prospech pretrhnutia oka v koncoch diagonál,
alebo sčítaním vôlí k preťaženiu a vybúleniu – inperfekcii
tlačeného profilu, čo je ostatne veľmi precízne monitorovaný dôvod štartu zrútenia stožiara. Na túto tému vyšlo
niekoľko článkov v časopisoch ALL FOR POWER alebo
Konstrukce. Tieto poznatky však nie sú nové a prvýkrát
sa Elektrovod, ešte štátny podnik, stretol s požiadavkou
výhradne vŕtaných dier (obr. 9) od delegácie minister-
Obr. 7 Schéma razenia otvorov ako ho poníma norma - charakteristická
geometria tvaru a profilu razenej diery
Obr. 8 Výsledná diera s 1/3 strihu a vytrhnutím cca 2/3 hrúbky materiálu
Obr. 9 Pre porovnanie vŕtaná diera
123
Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR z VÚZ – PI SR Bratislava
užívateľovi SAG Elektrovod, a. s.
Obr. 11 Preberanie CNC stroja VERNET, Ing. Bartoš prvý sprava
Obr. 10 Priehradové stožiare sú v podstate samá diera
stva energetiky Egypta. Vtedy, v rokoch cca 1983 – 85
cez Škoda export Praha navštívilo formou delegácie expertov a odborníkov náš výrobný závod ELV Žilina s významnou zákazkou 400 kV strategickej prenosovej cesty
an blok, teda aj stožiarov. Nebolo čo váhať, veď vtedy
sme mali najväčšiu stožiarovňu v republike, vrátane najväčšej keramickej zinkovej vane vybudovanej ako prototyp prednostne pre energetiku. Aké však bolo rozčarovanie na oboch stranách, keď po prehliadke stožiarovne už
vtedy luxusne vybavenej modernými dierovacími strojmi
značky VERNET nám vysvetlili, že v projekte sú požadované výhradne vŕtané diery. Treba si uvedomiť, že stožiar
je vlastne „samá diera“ (obr. 10). , niekde hustejšie (stykové dosky), niekde redšie, diagonály, stúpačky, špice,
konzoly, atď. Pri rozbore situácie jeden z expertov v Spojených štátoch vyštudovaný egyptský inžinier, precízne
vysvetlil priepastný rozdiel v únosnosti na odtlačenie me-
Obr. 14 Teória strihanej diery,
strižník – strižnica
124
Obr. 12 Diera hydraulicky vyrazená s výraznou zónou odtrhnutia
Obr. 13 Vzorne vyrobené vŕtané diely
Obr. 15 Vytrhnutý materiál z diery
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
I N FO R M ÁCI E – R O Z H OV OR Y
dzi vŕtanou a razenou dierou. Po tejto skúsenosti vtedy
viacerými smermi rozhľadený generálny riaditeľ Ing. Lukačka (významný človek z pohľadu budovania celoštátnej energetiky) pochopil a vydobyl vzácne, limitované
devízové prostriedky z FMPETIR (Federálne ministerstvo
palív energetiky, techniky a investičného rozvoja ČSSR)
Praha na nákup prvého numericky riadeného kombinovaného vŕtaco-dierovacieho stroja značky VERNET, model 135 C, CNC. Mal som tú česť ho technicky vyšpecifikovať a prebrať (obr. 11), lebo to bola stavebnicová
koncepcia. Takže, frekvenčne riadené asynchrónne vŕtacie jednotky v počte 4 vretien už vtedy vŕtali vysokou
rýchlosťou a s krátkym časom prekrásne valcové, rozmerovo precízne cylindrické diery so zrkadlovým povrchom (obr. 9), rýchlosťou porovnateľné s časmi hydraulického razenia (obr. 12). Vretená boli vybavené držiakmi
– vrtákmi značky KRUPP s 2-mi vymeniteľnými doštičkami 4x otočnými, pričom len jedna z nich určovala výsledný presný priemer diery. Diery boli teda presné, valcové
so zrkadlovo hladkým povrchom (obr. 13), teda vysoko
únosné voči odtlačeniu pri namáhaní skrutky šmykom,
čo sa nedá povedať a porovnať s razenými dierami strižníkom (obr. 14 a 15), kde vzniká 1/3 hrúbky strih a 2/3
hrúbky materiálu ako zóna odtrhnutia s charakteristickým kužeľom a vytrhanými stenami plochy s vyčerpanou
elasticitou a veľkou plasticitou, vplyvom hlbokej drsnosti
a sieti trhlín. Toľko v krátkosti a heslovite o rozdiele medzi
razenou a vŕtanou dierou (obr. 16 a 17).
V súvislosti s rešpektovaním požiadaviek obsiahnutých
v EXC3 sa nastoľuje otázka prečo by cena konštrukcie
mala byť vyššia? Veď predsa oškrabať okolie zvarov od
rozstreku a vyhotoviť ich s prípustnými chybami v hladine B, prevŕtať cylindrické diery a sledovať identitu materiálu v toku výroby, nie sú požiadavky v ničom výnimočné dnes, ale ani dávno predtým. Vo svete energetiky je
táto úroveň kvality výroby bežná, v čom máme skúsenosti z výstavby a šéfinžinieringu z nami realizovaných
zákazok na Islande (obr. 18 a 19), Švédsku, Fínsku (obr.
20) a Grónsku (obr. 21), kde dodal oceľové konštrukcie
jeden z významných svetových výrobcov. Niet čo dodať,
najmä pre krátkosť priestoru v článku.
Naštudovaním vyššie uvedených Eurokódov a noriem
musím pod tlakom reálnych argumentov, hlavne z praxe
výroby konštatovať, že od čias druhej svetovej vojny bolo
skutočne nutné zaviesť potrebnú opakovateľnú technologickú disciplínu do Európskou úniou zjednoteného
priemyslu. Lokálne – regionálne náhľady na postačujúcu kvalitu sa totiž diametrálne líšia, čo mám možnosť pozorovať pri šéfinžinieringu, dohľade výroby a preberaní
oceľových konštrukcií. Názory výrobcov sú vždy motivo-
vané prianím zľahčovať zistené vady – nezhody s výkresovou dokumentáciou a historicky opakovanou známou
hrou „vadí-nevadí“. Preto pravidlá a mantinely vopred
známe tak výrobcovi, ako aj dozoru, zjednodušujú túto
spomínanú hru. A to platilo a platí ako v atómovom priemysle, tak i v energetike, proste všade tam, kde sa očakáva hladina úrovne vedomostí, technického intelektu,
fortieľnosti, presnosti, precíznosti, ktoré nám vo výrobe
poskytujú súčasné NC riadené strojné zariadenia s toleranciami úmernými k roku 2013.
Z vyššie citovaných dokumentov jednoznačne vyplýva,
že stanovenie triedy vyhotovenia v škále EXC3 je výsostne vecou zodpovednosti projektanta a strategického poňatia projektu zo strany investora. Spochybňovanie zatriedenia z pohľadu relatívne malej cenovej rozdielnosti
nereflektuje globálno-strategický pohľad na zodpovednosť voči energetickej bezpečnosti, dnes už EÚ previazanej energetickej siete. A toto je zaväzujúce! Samozrejme že existujú a vždy budú existovať aj iné pohľady,
rôzne názory, ale hlavne individuálne motivované.
Obr. 16 Valcovitosť a zrkadlový lesk dosadacej plochy vŕtanej diery
Obr. 17 Typický stav povrchu vnútra razenej diery
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Aké významné investičné akcie mal Elektrovod v minulosti?
Elektrovod, ešte pred transformáciou na SAG Elektrovod, a. s., upútal zahraničných investorov tým, že sa
presadil svojimi dlhoročnými skúsenosťami a hlavne
odbornými vedomosťami v zahraničí. Keď môžem spomenúť, tak ešte za predchádzajúceho spoločenského
zriadenia okrem obnovy a výstavby Československej
energetiky za obdobia priemyselnej expanzie svojimi
aktivitami na Blízkom východe, či už v oblasti výstavby tepelných elektrární, napr. v Homse, tak i výstavbou
nových prenosových ciest v hladine úrovne napätí VVN.
Po transformácii, opäť pri súbežných aktivitách v Českej a Slovenskej republike, ale i v Slovinsku, sa jednalo o technicky náročné akcie vo Fínsku, Grónsku a na
Islande. Z pohľadu zvárania práve investičná akcia realizovaná na Islande bola veľmi odborne aj technologicky poučná. Išlo tam o prepojenie podzemnej vodnej
elektrárne s novovybudovaným veľkým priemyselným
podnikom na výrobu a spracovanie hliníka. Tam boli
prvýkrát použité pre nás veľmi poučné tvarovo komplikované a rozmerovo obrovské, ale hlavne určite najodolnejšie ohraňované stožiare na zemeguli, aké energetika pozná. Nemožno sa čudovať, pretože sa jednalo
o stavbu za polárnym kruhom, kde klimatické namáhanie týchto stožiarov je najvyššie, a preto investor aj projektant nešli do rizika v určitých klimaticky exponovaných úsekoch s veľkým výškovým prevýšením (navyše
rizikom lavín a nárazových vetrov) klasickými priehra-
125
Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR z VÚZ – PI SR Bratislava
užívateľovi SAG Elektrovod, a. s.
126
Obr. 18 Výstavba prenosovej cesty na Islande – ohraňované stožiare
Obr. 19 Výstavba prenosovej cesty na Islande za polárnym kruhom
Obr. 20 Výstavba prenosovej cesty vo Fínsku – zakružovaný stožiar
extrémnej výšky a odolnosti
Obr. 21 Výstavba prenosovej cesty v Grónsku vrtuľníkom s pomocou
automatických stykových uzlov
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
I N FO R M ÁCI E – R O Z H OV OR Y
Obr. 22 Námraza svojou váhou a dynamickým odporom nespôsobuje len
pretrhnutie elektrických vodičov, ale hlavne pád stožiarov dominovým
efektom
Obr. 23 Skúšobňa firmy Elektrovod Žilina a. s.
Obr. 24 Ukážka jednej z vlastností ohraňovaného stožiara – elastická
deformácia celého stožiara pri skúšobnom zaťažení bez trvalého
poškodenia
Obr. 25 Nová trasa s použitím ohraňovaných stožiarov pri Ružomberku
dovými konštrukciami, ale išli na istotu a použili ohraňované (tubulárne) stožiare s prírubami. Ako sa ukázalo, skúsenosť s týmito ohraňovanými stožiarmi je veľmi
užitočná, pretože v Európe sa teraz rozsypalo vrece klimatických zmien od poryvových vetrov počnúc, smrští a skutočnými tornádami končiac, s tvrdým dopadom
na energetiku. Minulý, ale aj tento rok boli Slovensko,
Česko, Poľsko a Maďarsko obeťami niekoľkých ničivých
tornád. Vždy je vecou náhody a šťastia ako je nasmerovaná trasa a os tornáda s jeho devastujúcimi účinkami. Denne nás o tom presviedčajú zábery koridorov
s polámanými statnými stromami a otrhanými strechami a kostolnými vežami. Databáza dominovým efektom
zničených prenosových ciest s počtom 64 padnutých
stožiarov, 17 stožiarov a ďalšie menšie počty spadnuZ VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Obr. 26 Upínacia príruba ohraňovaného stožiara môže mať úctyhodné
rozmery
127
Udelenie 2000-cej jubilejnej WPQR z VÚZ – PI SR Bratislava
užívateľovi SAG Elektrovod, a. s.
tých stožiarov prenosových ciest motivuje zodpovedných k zvýšeniu odolnosti prenosových ciest. Nielen
z nášho pohľadu, ale aj z pohľadu zahraničných skúseností (obr. 22), vedie cesta zvýšenia odolnosti prenosových ciest k použitiu koncepčne iných odolnejších
ohraňovaných stožiarov s mimoriadnymi mechanicko-fyzikálnymi vlastnosťami. Tie sú predmetom prednášok na konferenciách ČEPS-u, ale aj záujmu vedenia
SEPS-u – Slovenskej energetickej prenosovej sústavy,
u ktorých zváranie týchto stožiarov je alfa a omega. Je
potrebné poznamenať, že inšpirácia k týmto typom stožiarov prišla z Francúzka v 70-tych rokoch a v našom
podniku prebehol elementárny vývoj, aj praktické testy. Potom nastal relatívne dlhodobý útlm, ale príchodom klimatických zmien ich znova naštartovala aktuálnosť tejto témy. V blízkej minulosti boli v skúšobni fy.
Elektrovod Žilina a. s. úspešne otestované ohraňované
stožiare novej generácie (obr. 23 a 24). Dnes je vybudovaná nová trasa v náročnom kopcovitom teréne pri Ružomberku s použitím najmodernejších vysokoodolných
ohraňovaných stožiarov (obr. 25). Ohraňované stožiare,
kde zváranie a s ním súvisiace WPQR a WPS-ky majú
nezastupiteľnú hodnotu, lebo dá sa povedať, že sú to
celozvárané stožiare, aj keď diely na seba sú len nasunuté, ale ani to nemusí byť pravda, pretože na Islande
sme použili technológiu spájania dielov na príruby (obr.
26) a tam príruby sú veľmi kruto a tvrdo skúšané na kvalitu zvarov práve z titulu namáhania. Čiže dá sa zhrnúť,
že ďalší vývoj tejto civilizácie je odkázaný už len na kvalitu zvárania. Žiadna iná technológia ju nevie zastúpiť,
až do nástupu antihmoty, ako to naznačujú výsledky
LHC (Large Hadron Colidor) a vedci z CERN-u.
Bolo by možné poukázať na mnohé ďalšie príklady, avšak rozsah daného článku to neumožňuje.
<
A KCI E
Stretnutie priemyslu – tento rok v októbri
Najväčší priemyselný veľtrh v strednej Európe – MSV Brno – sa tento rok
uskutoční v termíne od 7. do 11. októbra
Medzinárodný strojársky veľtrh bol od začiatku koncipovaný ako platforma pre nadväzovanie zahraničných
obchodných kontaktov a proexportnú úlohu plní aj
dnes. Vysoká medzinárodnosť, kedy takmer polovicu
vystavovateľov tvoria zahraničné firmy, je spolu s kvalitnou návštevníckou štruktúrou predpokladom úspešných obchodných rokovaní. Nadväzovanie spolupráce
na nových trhoch podporuje tiež projekt Partnerská
krajina MSV, ktorý už od roku 2008 zviditeľňuje vždy
jednu zahraničnú krajinu ako oficiálneho partnera ročníka. V roku 2013 sa partnerskou krajinou stane Turecko, krajina s rýchlo sa rozvíjajúcou ekonomikou, ktorá
sa v Brne predstaví prostredníctvom niekoľkých desiatok vystavujúcich firiem z rôznych priemyselných odvetví.
Okrem Turecka bude zvýšená pozornosť venovaná aj
Slovensku ako najtradičnejšiemu ekonomickému partnerovi Českej republiky. MSV vznikol pred 55 rokmi ako
československý veľtrh a zostal ním aj po rozdelení
Československa.
Hlavnou témou MSV 2013 bude projekt Automatizácia
– prezentácia meracej, riadiacej, automatizačnej a regulačnej techniky naprieč všetkými odbormi. V minulosti
sa Automatizácia konala ako bienále iba v párnych rokoch, ale na základe ohlasu vystavovateľov, ktorí majú
o túto oblasť trvalý záujem, sa usporiadatelia rozhodli
zvýrazňovať ju každoročne. Téma priemyselnej automatizácie bude zviditeľnená ako vo výstavných pavilónoch,
tak v propagácii veľtrhu, sprievodnom programe i v súťaži Zlatá medaila MSV, v nej bude opäť ocenený najlepší
exponát z odboru automatizácie.
Už po piatykrát sa v rámci MSV uskutoční projekt Transfer technológií a inovácií, ktorý prezentuje vedecko-výskumné aktivity vysokých škôl a výskumných centier.
Technické univerzity tu nielen ukazujú zaujímavé výsledky práce svojich výskumných tímov, ale predovšetkým
128
rokujú s priemyselnými podnikmi o spolupráci na projektoch zameraných presne podľa ich potrieb.
Ohliadnutie sa za posledným ročníkom
MSV 2012 bol čo do rozsahu aj pozitívnych ohlasov
účastníkov najúspešnejším strojárskym veľtrhom od
prepuknutia ekonomickej krízy. Mierne oživenie trhu sa
prejavilo na veľkosti expozícií i čulej obchodnej atmosfére. Na veľtrhu sa zúčastnilo 1 886 firiem z 32 krajín
a zároveň vzrástla veľkosť výstavnej plochy na takmer 45
tisíc metrov štvorcových. Podiel vystavujúcich firiem zo
zahraničia sa zvýšil na 49,5 %.
Ponuku vystavovateľov si prišlo pozrieť takmer 76 tisíc
návštevníkov zo 62 krajín. MSV tak potvrdil svoju vedúcu pozíciu medzi priemyselnými veľtrhmi v regióne strednej Európy, t. j. v rámci Českej republiky, Slovenska, Poľska, Rakúska a Maďarska.
Podrobné informácie o MSV 2013 sú k dispozícii na
www.bvv.cz/msv.
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
L A B O R AT Ó R N E Z AR I A DE NI A
Spalovací analyzátor s bezúdržbovým
provedením
MARIANNA
ERIC
S. BILLERI
MATYSOVÁ
C A – PAVOL SEJČ
Dr. E. S. Billerica, BRUKER, USA – překlad BAS Rudice, Česká republika
POKROK VE STANOVENÍ
UHLÍKU A SÍRY
Proč se zajímat o obsah uhlíku
a síry? Je známo, že množství uhlíku a síry v pevných materiálech má
přímý vliv na jejich fyzické vlastnosti.
Uhlík a síra (obr. 1) mohou mít kladný i negativní vliv na vlastnosti materiálu. Trendy vlivů těchto prvků jsou
uvedeny v tab. 1. Je patrné, že uhlík má primárně kladný vliv a síra naopak nepříznivý. Z těchto důvodů
řada výrobců klade zvýšený důraz
na absolutně přesné stanovení uhlíku a síry v procesu výroby, a to od
surového vstupního materiálu až po
hotový výrobek.
V dnešní době je přístrojové vybavení
pro přesné stanovení uhlíku a síry přítomné prakticky ve všech výrobních
odvětvích a to včetně akreditovaných
a specializovaných laboratoří. Celosvětově zavedená metoda využívá
totálního spálení vzorku a následné infračervené detekce spalin – jde
o rychlou (méně než 1 min) a vysoce
spolehlivou metodu s výbornou citlivostí, která umožňuje snadno analyzovat jak vysoké, tak i velmi nízké
obsahy uhlíku a síry (např. jednotky
ppm). Není tedy divu, že tato metoda
se stala celosvětovým standardem
pro stanovení uhlíku a síry v kovech
a slitinách kovů, ale například i v keramice či jiných typech materiálů.
Metoda je sice velmi efektivní, ale při
procesu spalování vznikají i nežádou-
cí vedlejší produkty. Postupem času
se tak při provádění více analýz tyto
vedlejší produkty (např. oxidy kovů)
akumulují v oblasti spalovací pece přístroje, a to zejména pokud není prováděna filtrace nebo jejich průběžné
mechanické odstraňování. U starších
typů analyzátorů může tento stav mít
za následek chybné výsledky nebo
dokonce poruchu analyzátoru. Navíc je pro údržbu často nutné ruční
rozebírání komponent a jejich čištění je mechanicky náročné, což má za
následek nepříjemné odstávky a těžkopádné postupy uživatelské údržby.
Častým přáním obsluhy je tedy vlastnit takový analyzátor, který by již obsahoval technologie pro úplné vyloučení těchto problémů…
Právě proto byla do osvědčeného
analyzátoru BRUKER G4 ICARUS CS
HF přidána zcela nová funkce automatického čištění spalovací pece, a to
bez vysavače. Jedná se o plně automatické, prakticky bezúdržbové řešení, které nepoužívá vysavač, kartáč
ani jiné problematické komponenty.
G4 ICARUS již v základním provedení
obsahuje technologie pro minimalizaci požadavků na údržbu (patentovaný reverzní tok plynů). Nyní ale navíc
obsahuje nové pneumatické zařízení, které spolehlivě po každém měření automaticky odstraňuje nečistoty
a vedlejší produkty spalování (obr. 2).
PRINCIP STANOVENÍ UHLÍKU
A SÍRY
Blokové schéma s principem analy-
Tab. 1 Obecné vlivy uhlíku a síry na fyzické vlastnosti kovů
Vlastnosti
C
Silně zvyšují
S
Velmi snižují
Tvrdost
Silně zvyšují
Slabě snižují
Napětí
Slabě snižují
Velmi snižují
Mez pevnosti
Silně zvyšují
Bez efektu
Vrubová houževnatost
Slabě snižují
Velmi snižují
Creepové vlastnosti
Silně zvyšují
Velmi snižují
Tepelná vodivost
Slabě snižují
Velmi snižují
Elektrická vodivost
Slabě snižují
Velmi snižují
Otěruvzdornost
Silně zvyšují
Slabě zvyšují
Vlastnosti za studena
Silně zvyšují
Slabě snižují
Tvárnitelnost
Slabě snižují
Slabě snižují
Kvalita řezání
Silně zvyšují
Slabě zvyšují
Korozivzdornost
Slabě snižují
Slabě snižují
Pevnost v tahu
Obr. 1 Uhlík (vlevo) a síra (vpravo) mohou ovlivnit vlastnosti řady anorganických materiálů
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
129
Spalovací analyzátor s bezúdržbovým provedením
zátoru G4 ICARUS CS HF je uvedeno
na obr. 3. Důležitější otázka však je:
„Na jakém principu a jak funguje nový
systém automatického čištění?“
Analyzátor G4 ICARUS spaluje vzorek, čímž vznikají plynné fáze zájmových prvků, které jsou následně měřeny infračervenými detektory
a přepočteny na přesné hmotnostní koncentrace uhlíku a síry. Na rozdíl od starších typů analyzátorů má
G4 ICARUS řadu unikátních nových
funkcí.
PROCES SPALOVÁNÍ
Analyzátor G4 ICARUS používá vysokofrekvenční (HF – High
Freqeuency) indukční pec pro rapidní spalování pevných vzorků.
Vzorek, typicky o hmotnosti do 1 g
(v závislosti na aplikaci), je analyzován přímo. Je možné analyzovat
i prach, třísky, úlomky, drť a mnoho
dalších typů vzorků, a to bez předchozí úpravy. Přesně zvážený vzorek je umístěn do keramického kelímku společně s akcelerátorem,
který zlepšuje reakci s elektromagnetickým polem HF cívky. Akcelerátor je nezbytné použít pro dosažení
optimální interakce elektromagnetického pole a předání dostatečné
energie pro dosažení úplného roztavení vzorku. Akcelerátory se vybírají dle typu vzorku. Nejčastějšími akcelerátory jsou: wolfram, měď, ocel
a cín. Díky akcelerátorům je možné
provádět analýzy celé řady materiálů. Seznam pro jednotlivé typy aplikaci s doporučenými akcelerátory
obsahuje tab. 2.
V průběhu spalování se do spalovací komory pod tlakem přivádí kyslík
(O2), čímž se v peci vytvoří ideální atmosféra pro dokonalé spálení vzorku. Vzorek s akcelerátorem tak dosáhne teploty přes 1 500 °C, čímž se
spálí a uvolní veškerý uhlík a síra ve
formě sloučenin CO2 a SO2. Současně může vzniknout malé množství
CO, a to v závislosti na koncentraci
uhlíku v měřeném vzorku. Tyto uvolněné plynné složky jsou ve všech klíčových částech blokovém diagramu
(obr. 3) barevně odlišeny.
Tab 2. Stručný výčet z několika možných aplikací pro G4 ICARUS a jejich doporučených akcelerátorů
Materiál
Ocel
Nerezová ocel
Měď / slitiny
Mosaz / bronz
Hliník
Karbidy (W/Si)
FeSi
FeCr
Troska
Cement
Oxidy / Sulfidy
Keramika
Obr. 2 Analyzátor G4 ICARUS CS HF pro
stanovení uhlíku a síry s modulem
automatického čištění
Hmotnost vzorek (g)*
0,500
0,500
0,250 – 0,500
0,250 – 0,500
–
0,100 – 0,25
0,100 – 0,200
0,250 – 0,500
0,200
0,100 – 0,150
0,005 – 0,050
-
Akcelerátor**
1 scp W
1 scp W
1 scp W
1 scp W
1 scp W
1 scp W + 2 scps Cu
1 scp W + Sn + 1 scp Fe
2 scps W
1 scp W + Sn + 1 scp Fe
1 scp W
1 scp W + Sn + 1 scp Fe
1 scp W + Sn + 1 scp Fe
*Typická hodnota. Může být snížena, pokud je obsah uhlíku nebo síry nadměrně vysoký
**1 scp W = ~1,5 g wolframu; 1 scp Cu = ~0,8 g mědi; 1 scp Fe = ~1,g oceli; 1 scp Sn = ~0,4 g cínu
Obr. 3 Blokový diagram znázorňující primární komponenty a tok plynů v G4 ICARUS CS HF
130
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
L A B O R AT Ó R N E Z AR I A DE NI A
Obr. 4 Pozorovací okénko na přední straně
analyzátoru G4 ICARUS
tuje řadu hmatatelných uživatelských
výhod. Využitím vysokého tlaku ve
spalovací peci a využitím pozice nasávací trysky přímo nad keramickým
kelímkem jsou uvolněné plyny efektivně nasávány z pece, a to při minimálním ředění kyslíkem. Komponenty tvořící novou konstrukci pece jsou
zobrazeny na obr. 5. Obzvláště si třeba všimnout blízkosti nasávací trysky a jejího mírného „ponoření“ do
keramického kelímku, což prakticky
100 % zamezuje rozstřiku vzorku na
spalovací trubici.
Obr. 5 Pec analyzátoru G4 ICARUS HF používající nový patentovaný reverzní
tok plynu – nasávání místo tryskání
POZOROVACÍ OKÉNKO
Jedním z unikátních doplňků analyzátoru G4 ICARUS je pozorovací okénko na přední straně přístroje. Tento užitečný doplněk (obr. 4)
umožňuje snadné vizuální kontrolování průběhu spalování v reálném
čase. Ještě důležitější je, že přímo
v průběhu spalování je vidět stav
spalovací trubice.
NASÁVACÍ TRYSKA
Uvolněné plyny jsou po spálení vzorku transportovány ze spalovací pece
do detekčního systému (obr. 3).
Transportní mechanismus použitý
u analyzátoru G4 ICARUS HF posky-
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
AUTOMATICKÉ ČIŠTĚNÍ
K úspěšnému originálnímu konceptu
spalovacího analyzátoru G4 ICARUS
byl nedávno přidán modul automatického čištění (obr. 6), který efektivně
a zcela spolehlivě odstraňuje vedlejší produkty spalování. Toto zařízení,
které šetří čas a náklady je založeno na pneumaticky ovládaném pístu
s integrovanými komponentami, které efektivně vyčistí prostor spalovací
pece a nasávací trysku včetně prachového filtru (“Dust Filter” obr. 3).
Obr. 6 Nový modul automatického čištění analyzátoru G4 ICARUS
U tradičních starších systémů
s tryskáním kyslíku do keramického kelímku dochází k destruktivnímu nanášení vedlejších produktů
spalování přímo na spalovací trubici, což redukuje její životnost. U nového patentovaného designu jsou
ale veškeré produkty nasáty přímo do nasávací trysky. Uživatel tak
u nového patentovaného systému
získává lepší analytické výsledky
a zejména výrazně vyšší životnost
spalovací trubice. Současně tento
nový koncept zcela eliminuje možnost ucpání trysky. Navíc je efektivita přenosu plynu u analyzátoru G4
ICARUS výrazně zvýšena, což zkracuje čas analýzy a zvyšuje citlivost
analyzátoru.
Čištění je provedeno automaticky po
dokončení každé analýzy (trvá jednotky vteřin).
Jednou z výhod tohoto konceptu je
to, kde se shromažďují vedlejší produkty spalování: prach je v průběhu procesu čištění plně automaticky setřen ze stěn prachového filtru
a rozstříknuté a napařené kovové
částice jsou odstraněny z nasávací
trysky pomocí čepele umístěné na
pístu čistícího mechanismu. Toto vše
podpořené krátkým pulzem stlačeného kyslíku nasměruje po dokončení analýzy veškerý prach, nečistoty a částice zpět do kelímku! Již
tedy není zapotřebí žádných kartáčů, které by čistily spalovací trubici,
již není třeba žádného vysavače, kte-
131
Spalovací analyzátor s bezúdržbovým provedením
rý by byl hlučný a potřeboval výměnu sáčků/filtrů a generoval zbytečný
hluk. Efektivita, se kterou jsou vedlejší produkty spalování zcela automaticky a spolehlivě odstraněny, umožňuje u G4 ICARUS provádět běžně
až 1 000 analýz bez potřeby jakékoliv
údržby analyzátoru! Následná údržba po 1 000 měřeních pak obnáší jen
velmi jednoduchou demontáž a opětovnou montáž čistícího mechanismu, čímž je dosaženo dalších až
1 000 analýz opětovně bez jakékoliv
údržby a čištění. Od července 2012
je modul automatického čištění standardní součástí všech dodávaných
analyzátorů G4 ICARUS HF.
TOKY PLYNŮ A ČISTĚNÍ PLYNŮ
Tok spalin opouští prostor spalovací
pece, tak jak je znázorněno na obr. 3
a je vysušen pomocí reagentu (chloristan hořečnatý). Sušení je důležité
proto, aby zbytková vlhkost v kombinaci s SO2 nevytvářela kyselinu sírovou. Vznik kyseliny by vedl jak ke
snížení citlivosti / schopnosti detekce
síry a navíc je nežádoucí pro komponenty analyzátoru.
Pro zajištění zcela reprodukovatelného procesu spalování je analyzátor
vybaven přesnými regulačními komponentami s digitální zpětnou vazbou (není obsaženo v obr. 3.). Tyto
rovněž zajišťují monitoring a opakovatelnost transportu vzniklých spalin
mezi jednotlivými analýzami. Analyzátor rovněž obsahuje funkci detekce nežádoucích netěsností systému,
tzv. „leak check“, který je k dispozici
v ovládacím softvéru.
Celková doba jedné analýzy na analyzátoru G4 ICARUS CS HF je typicky 40 vteřin v závislosti na aplikaci
a množství vzorku.
VÝHODY ŘEŠENÍ
Spolu s již uvedenými výhodami přináší nový koncept analyzátoru G4
ICARUS CS HF následující:
• Výrazně nižší spotřebu nosného plynu (kyslíku) jelikož v době
mimo měření se žádný nespotřebovává.
• Nižší celkové provozní náklady díky nižší spotřebě materiálu
(např. spalovací trubice, speciální
kartáče na čištění atd).
• Snížení celkové hmotnosti a tzv.
mrtvého objemu.
• Zvýšená přesnost a citlivost analýzy.
• Akreditovatelná a plošně uznávaná metoda.
DETEKCE
Očištěný a vysušený proud spalin
skládající se z O2, CO2, SO2 a případně malého množství CO je po vysušení připraven pro kvantifikaci. Kvantifikace v analyzátoru G4 ICARUS je
dosaženo použitím vysoce selektivních a stabilních Non-Dispersive Infrared Detektorů (NDIR).
Plyny jsou nejprve vedeny přes infračervené detektory, které selektivně
stanovují pouze obsah SO2. Jakmile
proud plynu opustí tyto detektory, je
dále směřován do vyhřívané oxidační pece s oxidačním reagentem (PtSiO2). Tato pec provede katalýzu CO
na CO2 a ve stejný moment převede
již dříve detekovaný SO2 na SO3. Protože je množství uhlíku stanovováno
selektivním CO2 IR detektorem, je tato
konverze CO na CO2 důležitá pro maximální reprezentativnost stanovení
celkového uhlíku. Následně je proud
plynu směřován do trubice s celulózou, kde je SO3 zachyceno. Proud
plynu nyní tedy obsahuje jen O2, CO2.
UKÁZKA VÝKONNOSTI
Popsány byly základní vlastnosti
a výhody analyzátoru G4 ICARUS CS
HF, a to včetně nového modulu pro
automatické čištění. Firma BAS Rudice má k dispozici převáděcí analyzátor, na kterém může být prakticky
demonstrována výkonnost, přesnost
a použitelnost přímo pro konkrétní
aplikaci.
'RGiYN\DNRPSOH[QtVHUYLVVSHNWURPHWUĤSURPČĜHQtFKHPLFNpKRVORåHQtPDWHULiOĤ
'RGiYN\DNRPSOH[QtVHUYLVVSHNWURPHWUĤSURPČĜHQtFKHPLFNpKRVORåHQtPDWHULiOĤ
SURVOpYiUQ\KXWČ DODERUDWRĜH. V ý5D65MVPH]UHDOL]RYDOLMLåSĜHVGRGiYHN
ZZZEDVF]
%$65XGLFHVUR MHYHGRXFtILUPa QDWUKXVSHNWURPHWUĤY ý5D65. Nabízíme XFHOHQêVRUWLPHQWVSHNWURPHWUĤa
XFHOHQêVRUWLPHQWVSHNWURPHWUĤ a
DQDO\]iWRUĤpro
DQDO\]iWRUĤ pro strojírenské podniky, slévárny DODERUDWRĜH 8FHOHQêVRUWLPHQWSĜtVWURMĤQDOH]QHWHQDstránce
8FHOHQêVRUWLPHQWSĜtVWURMĤQDOH]QHWHQD stránce www.bas.cz
G4 ,&$586&6+)
Rychlý spalovací analyzátor pro
SĜHVQpVWDQRYHQí XKOtNXDVtU\MLå
EČKHPWLYWHĜLQDWRMDN
z NRYRYêFKPDWHULiOĤRFHOLWDNL
litiny DGDOãtFKPDWHULiOĤ.
DELTA 352)(66,21$/
BELEC &203$&73257
5XþQt57*DQDO\]iWRUSUR
VWDQRYHQtSUYNRYpKR FKHPLFNpKR
VWDQRYHQtSUYNRYpKRFKHPLFNpKR
VORåHQt30,4&4$ a kontrolu
kvality. %DWHULRYpQDSiMHQt
%DWHULRYpQDSiMHQt
LQWHJURYDQiNDPHUDPRåQRVW
NRQWURO\VYDUĤ
0RELOQtMLVNURYêVSHNWURPHWUSUR
0RELOQtMLVNURYêVSHNWURPHWUSUR
SĜHVQpNRPSOH[QtDQDOê]\
FKHPLFNpKRSUYNRYpKRVORåHQt
YþHWQČDQDOê]&%6LDGDOãtFK
YþHWQČDQDOê]&%6LDGDOãtFK
SUYNĤ 9\QLNiPRELOLWRXSĜHVQRVWt
a snadností obsluhy.
Pro SRGUREQRXFHQRYRXQDEtGNXQiVSURVtPNRQWDNWXMWH
SRGUREQRX FHQRYRXQDEtGNXQiVSURVtPNRQWDNWXMWH
BAS Rudice spol. s r.o., 3UDåVNi%ODQVNR,
3UDåVNi %ODQVNR,
WHOID[
WHOID[ ZHEZZZEDVF]H-PDLOEDV#EDVF]
ZHEZZZEDVF]H-PDLO EDV#EDVF]
132
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
PR E D S TAV U JE M E Z VÁR AČS KÉ ČA S OP I S Y
Obsah časopisu Welding Journal 2012
Časopis WELDING Journal patrí
medzi najvýznamnejšie zváračské
časopisy. Vydáva ho Americká zváračská spoločnosť (American Welding Society – AWS, www.aws.org)
a v roku 2012 je to už 91. ročník.
Vychádza v anglickom jazyku, 12 x
ročne, vo formáte A4. Každé číslo obsahuje 4 – 5 odborných článkov z výrobnej praxe a 3 – 5 článkov
z oblasti výskumu vo zváraní. Okrem
nich prináša časopis správy a informácie Americkej zváračskej spoločnosti, o novej literatúre, zoznam odborných akcií na najbližšie obdobie,
prihlášky na odborné akcie a veľké
množstvo drobných správ z rôznych
organizácií a podnikov a inzerátov.
Rozsah jednotlivých čísel aj s prílohami je cca 140 strán, za rok 2012 to
bolo viac ako 1 700 strán.
V ďalšom texte je uvedený stručný
zoznam odborných článkov z výrobnej praxe a výsledkov výskumu vo
zváraní publikovaných za rok 2012,
vrátane autorov, ich pracovísk, počtu strán, obrázkov, tabuliek a literárnych zdrojov.
Január 2012
Recent Advances in Solid-State
Joining of Aluminum
Najnovšie pokroky v spájaní hliníka v tuhej fáze
Ø. Grong, Norwegian University of
Science and Technology, Trondheim,
Norway (8 str., 16 obr., 19 liter. zdrojov)
What´s New for Welding Aluminum
in the Auto Industry
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Čo je nové vo zváraní hliníka v automobilovom priemysle
N. Scotchmer, Huys Industries, Ltd.
– K. Chan, Huys Welding Strategies, Ltd., Weston, Ontario, Canada
(4 str., 9 obr., 17 liter.)
v automobilovom priemysle –
30-ročná história
J. E. Gould, Technology Leader for
Resistance and Solid-State Welding
at Edison Welding Institute, Columbus, Ohio (12 str., 36 obr., 51 liter.)
Equipping Welding Cells to Fabricate Wind Towers
Vybavenie zváracích buniek na
výrobu veží veterných elektrární
B. Williams – M. Vandenberg, Miller
Electric Mfg. Co., Appleton, Wisconsin (3 str., 3 obr.)
Február 2012
Selecting Equipment for Welding
Aluminum
Výber vybavenia na zváranie hliníka
T. Burns, AlcoTec Wire Corp., Traverse City, Michigan (2 str.)
Ultrasonic Soldering of Shape Memory NiTi to Aluminum 2024
Ultrazvukové spájkovanie zliatin
NiTi s tvarovou pamäťou s hliníkom 2024
R. Hahnlen – G. Fox – M. Dapino,
Smart Vehicle Concepts Center, Department of Mechanical and Aerospace Engineering, Ohio State University, Columbus, Ohio (7 str., 12
obr., 4 tab., 11 výpočt. rovníc, 22 liter.)
An Evaluation of the Cross- Tension Test of Resistance Spot
Welds in High-Strength Dual-Phase Steels
Vyhodnotenie krížovej skúšky ťahom u odporových bodových zvarov dvojfázových ocelí s vysokou
pevnosťou
D. J. Radakovic – M. Tumuluru, Research and Technology Center, United States Steel Corp., Munhall,
Pennsylvania (8 str., 16 obr., 1 tab.,
24 liter.)
Effects of FSW Parameters on Joint Properties of AlMg3 Alloy
Účinky parametrov trecieho zvárania s premiešaním (FSW) na vlastnosti spojov zo zliatiny AlMg3
Z. Barlas – U. Ozsarac, Sakarya
University, Faculty of Technology,
Esentepe Campus, Sakarya, Turkey
(7 str., 9 obr., 2 tab., 33 liter.)
Joining Aluminum Sheet in the automotive Industry – A 30 Year History
Spájanie hliníkových plechov
How Often Can Joints Be Cut and
Rewelded in Low-Carbon Steel?
Ako často možno rozrezať a opätovne zvariť spoje pri nízkouhlíkovej oceli?
A. Gonçalves de Mello, jr. – G. S. Crisi – E. Vitor – R. A. Lopes da Silva,
Mackenzie Engineering School, Säo
Paulo, Brazil (3 str., 6 obr., 1 liter.)
Ten Signs You´re Ready for an Automated Plasma Retrofit
Desať znakov toho, že ste pripravený na obnovu automatizovaných plazmových rezacích zariadení
T. Rice – D. Ott, Thermal Dynamics
Automation, West Lebanon, New
Hampshire (5 str., 4 obr., 3 tab.)
The Effects of Rework on Brazing
Účinky opráv na tvrdé spájkovanie
D. G. Stroppa – T. Harmenegildo – A.
J. Ramirez, Brazilian Nanotechnology National Laboratory, Campinas,
São Paulo, and Mechanical Engineering School, University of Campinas, Campinas, São Paulo, Brazil – V. Unfried, IMTEF, Universidad
Autónoma del Caribe, Barranquilla, Columbia – N. Oliveira, Robert
Bosch Ltd., Campinas, São Paulo,
Brazil (3 str., 5 obr., 8 liter.)
Evaluating Low-Temperature Brazing Filler Metals for Joining Titanium
Hodnotenie prídavných kovov pre
tvrdé spájkovanie pri nízkej teplote na spájanie titánu
T. Eckardt – B. Hanhold – D. Petrasek – S. Sattler – A. Benatar, Ohio
State University, Columbus, Ohio –
A. Shapiro, Titanium Brazing, Inc.,
Columbus, Ohio (6 str., 12 obr., 8 liter.)
Cost Benefits of Preformed and
Premixed Brazing Materials
Náklady a prínosy vytvorených
a predmiešaných materiálov na
tvrdé spájkovanie
J. Kapur, Aimtek, Auburn, Massachusetss (3 str., 3 obr., 1 liter.)
133
Obsah časopisu Welding Journal 2012
Partial Transient Liquid Phase Diffusion Brazing of Copper-Beryllium Alloy (C17200) Using Silver-Based Interlayer
Tvrdé spájkovanie zliatiny medi
a berýlia (C17200) s čiastočne
prechodnou difúziou tekutej fázy
s použitím medzivrstvy na báze
striebra
M. Mazar Atabaki, University of
Leeds, UK and University of Technology Malaysia (15 str., 20 obr., 6 tab.,
57 liter.)
Fatigue Behavior of Electron Beam
Welded Dissimilar Metal Joints
Únavové správanie sa spojov
z rôznorodých kovov zváraných
elektrónovým zváraním
A. Çalik – M. S. Karakas – R. Varol, Department of Mechanical
Engineering, Suleyman Demirel University, Isparta, Turkey (3 str., 4 obr.,
1 tab., 13 liter.)
Fracture Toughness of Simulated
Heat-Affected Zones in NUCu-140
Steel
Lomová húževnatosť simulovaných tepelne ovplyvnených oblastí u NUCu-140 oceli
B. M. Leister – J. N. DuPont, Lehigh
University, Bethlehem, Pennsylvania
(6 str., 15 obr., 20 liter.)
Adhesive Placement in WeldBonding Multiple Stacks of Steel
Sheets
Adhezívne polohovanie pri spájaní nastohovaných oceľových plechov zváraním
J. Shen – Y. S. Zhang – X. M. Lai,
State Key Lab of Mechanical System
and Vibration, Shanghai Jiao Tong
University, Shanghai, China – P. C.
Wang General Motors Research &
Development Center, Warren, Michigan (8 str., 14 obr., 3 tab., 20 liter.)
Marec 2012
Undertaking a Complex Underwater Repair
Realizácia komplexnej opravy pod
vodou
D. Phillips, Group Communications,
Hydres, Clearwater, Florida (7 str.,
15 obr.)
Welded Aluminum on Ships – An
Overview
Hliníkové zvary na lodiach – prehľad
G. A. Mirgain, ESAB AB, Rolla, Missouri (5 str., 13 obr., 1 tab.)
Build Your Own Campfire Grill
134
Zhotovte si svoj vlastný táborákový gril
B. Pelky, Miller Electric Mfg. Co., Appleton, Wisconsin (2 str., 11 obr.)
Harbin, China (9 str., 12 obr., 1 tab.,
25 liter.)
New AWS Spec Details Flux Cored
and Metal Cored Electrodes
Nové informácie o špecifikáciách
Americkej zváračskej spoločnosti (AWS) pre elektródy plnené tavivom a elektródy plnené kovovým
práškom
D. Crockett, AWS A5M Subcommittee on Carbon and Low-Alloy Steel
Electrodes for Flux Cored Arc Welding and Metal Cored Electrodes for
Gas Metal Arc Welding (3 str., 1 tab.)
Unlocking Your Gas Metal Arc
Welding Potential
Rozvinutie Vášho potenciálu zvárania taviacou sa elektródou
v ochrane plynu (GMAW)
P. A. Blomquist, Applied Thermal
Sciences, Inc., Sanford, Maine – K.
Johnson, Vigor Shipyards, Seattle,
Washington (4 str., 4 obr., 5 liter.)
Continous Cooling Transformation Behavior in the CGHAZ of Naval Steels
Transformačné správanie v hrubozrnných tepelne ovplyvnených
oblastiach námorných ocelí pri
neustálom chladení
X. Yue – J. C. Lippold – B. T. Alexandrov – S. S. Babu, Ohio State University, Columbus, Ohio (9 str., 10 obr.,
3 tab., 23 liter.)
Apríl 2012
Community College Welding
Program Update
Aktualizácia zváracieho programu
komunitnej vyššej odbornej školy
D. Postlethwaite, Lincoln Electric
Co., Cleveland, Ohio (4 str., 4 obr.)
Modern Power Source Technology Drives Process Improvement
Technológia moderných energetických zdrojov je pohonom zlepšovania procesov
T. McEllis, Miller Electric Mfg. Co.,
Appleton, Wisconsin (5 str., 6 obr.)
Developing an Alternative Heat Indexing Equation for FSW
Zostavenie alternatívnej rovnice pre indexáciu tepla pri trecom
miešacom zváraní (FSW)
J. A. Querin, Space & Security, Huntsville, Alabama (7 str., 12 obr., 4 tab.,
14 výpočt. rovníc, 18 liter.)
How Today´s Power Sources Aid
Pulsed GMAW
Ako dnešné energetické zdroje
napomáhajú pulznému zváraniu
taviacou sa elektródou v ochrane
plynu (GMAW)
L. Barley, OTC Daihen, Inc., Tipp
City, Ohio (4 str., 6 obr.)
Improving Supermartensitic Stainless Steel Weld Metal Toughness
Zlepšenie húževnatosti zvarových
kovov zo supermartenzitickej nehrdzavejúcej ocele
S. Zappa – H. G. Svoboda, University of Lomas de Zamora, Buenos
Aires, Argentina – N. M. Ramini De
Rissone, National Technological
University, San Nicolás, Argentina
– E. S. Surian, University of Lomas
de Zamora, Buenos Aires and Deytema, National Technological University, San Nicolás, Argentina – L.
A. De Vedia, Institute Sabato – National University of San Martin – Atomic Energy Commission, San Martin, Buenos Aires, Argentina (8 str.,
13 obr., 8 tab., 39 liter.)
Fiber Lasers Perform Precision
Cutting for Medical Devices
Vláknové lasery vykonávajú precízne rezanie pre medicínske prístroje
Miyachi Unitek Corp., Monrovia, California (5 str., 7 obr.)
Ultrasonic Wave Assisted GMAW
Zváranie taviacou sa elektródou
v ochrane plynu (GMAW) s pomocou ultrazvukových vĺn
Y. Y. Fan – C. L. Yang – S. B. Lin – C.
L. Fan – W. G. Liu, State Key Laboratory of Advanced Welding and Joining, Harbin Institute of Technology,
Arc Characteristics in Pulse-GMA
Welding with Acute Groove Angles
Charakteristiky oblúku pri pulznom zváraní taviacou sa elektródou v ochrane plynu (GMAW)
s akútnymi zmenami úkosu
R.-H. Kim – G.-D. Choi, Hyundai Heavy Industries, Jeonha-Dong, Dong-Gu, Ulsan, – C.-H. Kim, Songdo-Dong, Yeonsu-Gu, Incheon, – D.-W.
Cho – S.-J. Na, KAIST, Daehak-ro,
Yuseong-gu, Daejeon, Republic of
Korea (5 str., 10 obr., 2 tab., 9 liter.)
Design of Experiment and Goal
Programming Application for the
GMAW Process
Dizajn aplikácie pre experimenty
a programovanie cieľov pre proces zvárania taviacou sa elektróZ VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
PR E D S TAV U JE M E Z VÁR AČS KÉ ČA S OP I S Y
dou v ochrane plynu (GMAW)
Y. T. iç – F. Pakdil – F. Elaldi – N. E.
i. Pek, Baskent University, Ankara,
Turkey (7 str., 4 obr., 13 tab., 21 liter.)
Predictive and Measurement
Methods for Delta Ferrite Determination in Stainless Steels
Prediktívne a meracie metódy pre
určenie delta feritu u nehrdzavejúcich ocelí
M. A. V. Bermejo, independent researcher and consultant, Barcelona,
Spain (9 str., 11 obr., 15 výpočt. rovníc, 61 liter.)
Susceptibility of IN740 to HAZ
Liquation Crecking and Ductility-Dip Cracking
Náchylnosť IN740 na likvačné
praskanie a praskanie z poklesu
ťažnosti v TOO
J. E. Ramirez, Edison Welding Institute, Columbus, Ohio (10 str.,
11 obr., 14 tab., 22 liter.)
Máj 2012
Narrow Gap Electroslag Is Process of Choice for Welding San
Francisco-Oakland Bay Bridge
Elektrostruskové zváranie do úzkej medzery je možnosťou voľby
na zváranie mosta Oakland Bay
Bridge v San Franciscu
B. Turpin – D. Danks, Electroslag
Systems, Technology and Development – J. Callaghan, American Bridge/Fluor Enterprises, Inc., A Joint
Venture – W. Wood, Portland State
University, Portland, Oregon (8 str.,
11 obr., 1 tab.)
What Do You Need in an Engine-Driven Welding Machine?
Čo potrebujeme pri zváracom automate s motorovým pohonom?
J. Leisner – J. Gitter, Miller Electric
Mfg., Co., Appleton, Wisconsin
(5 str., 3 obr.)
Is Small Town America the New
Face in Welding?
Je Amerika malých miest novou
tvárou vo zváraní?
B. Wehrman, Thermadyne Industries, St. Louis, Missouri (5 str.,
6 obr.)
Moving Laser Research from the
Lab to Industry
Presun laserového výskumu z laboratória do priemyslu
F. Sciammarella, National Laser
Centre, Pretoria, South Africa (4 str.,
2 obr.)
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
Reagent Selection in Austenitic
Stainless Steel Solidification Modes Characterization
Výber reagentu pri charakterizácii
spôsobov tuhnutia austenitickej
nehrdzavejúcej ocele
M. A. V. Bermejo, independent researcher and consultant, Barcelona,
Spain (7 str., 10 obr., 1 tab., 20 liter.)
Nonlinear Modeling of Dynamic
Metal Transfer in Laser-Enhanced
GMAW
Nelineárne modelovanie dynamického prenosu kovu pri zváraní taviacou sa elektródou v ochrane
plynu (GMAW) s podporou laseru
Y. Huang – Y. Shao – Y. M. Zhang,
University of Kentucky, Lexington,
Kentucky (9 str., 27 obr., 41 výpočt.
rovníc, 18 liter.)
Analysis of Thermal Cycle during
Multipass Arc Welding
Analýza teplotného cyklu počas
viac prechodového oblúkového
zvárania
C. S. Pathak, Sinhgad College of
Engineering – L. G. Navale, MES
COE – A. D. Sahasrabudhe – M. J.
Rathod, associated with CoE, Pune,
India (6 str., 9 obr., 4 tab., 9 výpočt.
rovníc, 18 liter.)
Weldability of Aluminum Alloys
with High-Power Diode Laser
Zvariteľnosť hliníkových zliatin vysoko výkonným diódovým laserom
J. M. Sánchez-Amaya, Titania, Ensayos y Proyectos Industriales, S. L. – Z.
Boukha – M. R. Amaya-Vázquez – F.
J. Botana, University of Cádiz, Cádis,
Spain (7 str., 9 obr., 6 tab., 31 liter.)
Jún 2012
Using On-Site Orbital Welding for
Power Plant Construction
Používanie orbitálneho zvárania
na mieste pri výrobe elektrární
T. E. Gittens, Liburdi Dimetrics
Corp., Mooresville, North Carolina –
R. Glenn – M. Kent, Gemma Power
Systems, Glastonbury, Connecticud
(4 str., 6 obr.)
Hybrid process Welds Thick-Walled Tubes
Zváranie hrubostenných rúr hybridným procesom
M. O. Gebhardt, Technische Universität Berlin, Germany – A. Gumenyuk – M. Rethmeier, BAM Federal Institute for Materials Research
and Testing in Berlin (7 str., 10 obr.,
1 tab., 22 liter.)
Welding Supports Prudhoe Bay
Oilfield Operations
Zváranie podporuje prevádzky
ropných polí v Prudhoe Bay
W. C. LaPlante, BP Exploration Inc.,
Anchorage, Alaska (5 str., 9 obr., 1 liter.)
New Processes and Metal Cored
Wire Combine to Improve Pipe
Fabrication
Kombinácia
nových
postupov a drôtu plneného kovovým
práškom na zlepšenie výroby rúr
J. Cuhel, Miller Electric, Mfg. Co.,
Appleton, Wisconsin – K. Packard,
Hobart Brothers Co., Troy, Ohio
(5 str., 4 obr.)
Tips for Preparing and Selecting
Tungsten Electrodes
Tipy na prípravu a výber wolfrá-
135
Obsah časopisu Welding Journal 2012
častí upravených tvrdým spájkovaním
C. Leinenbach – M. Koster – A. Lis,
Empa-Swiss Federal Laboratories
for Materials Science and Technology, Laboratory of Joining Technologies and Corrosion, Dübendorf,
Switzerland – H. J. Schindler, Mat-Tec AG, Winterthur, Switzerland
(7 str., 10 obr., 3 tab., 11 liter.)
A Composite Solder Alloy Preform
for High-Temperature Lead-Free
Soldering Applications
Kompozitná spájkovacia zliatina
pre bezolovnaté spájkovacie aplikácie pri vysokej teplote
W. Liu – P. Bachorik – N.-Ch. Lee, Indium Corp. of America, Clinton, N. Y.
(9 str., 14 obr., 1 tab., 12 liter.)
mových elektród
J. Sprinkle, Weldcraft, Appleton,
Wisconsin (3 str., 2 obr.)
Unleash Your Inner Creativity
Popustite uzdu Vašej vnútornej
tvorivosti
K. Campbell, Welding Journal (4 str.,
7 obr.)
Strain-Age Cracking Susceptibility of Ni-Based Superalloys as
a Function of Strain Rate, Temperature, and Alloy Composition
Náchylnosť superzliatin na báze
Ni na praskanie v dôsledku deformačného starnutia ako funkcia
miery deformácie, teploty a zloženia zliatiny
D. A. Metzler, Haynes International, Kokomo, Indiana (6 str., 7 obr.,
3 tab., 8 liter.)
Improvement of Formation Quality
for Friction Stir Welded Joints
Zlepšenie kvality formovania zvarových spojov vytvorených trecím
miešacím zváraním
R.-D. Fu – R.-C. Sun – F.-C. Zhang,
Laboratory of Metastable Materials
Science and Technology, Yanshan
University, Qinhuangdao, Hebei
Prov., P. R., China – H.-J. Liu, State
Key Laboratory of Advanced Welding Production Technology, Harbin, Heihongjiang Prov., P. R., China
(5 str., 6 obr., 20 liter.)
Artificial Neural Network Prediction of Weld Geometry Performed Using GMAW with Alternating
Shielding Gases
Predikcia umelej neurálnej siete
geometrie zvaru vykonaná pomocou metódy GMAW (zváranie tavia-
136
cou sa elektródou v ochrane plynu)
s meniacimi sa ochrannými plynmi
S. W. Campbell – A. M. Galloway,
University of Strathclyde, Glasgow –
N. A. McPherson, BAE Systems Surface Ships Ltd., Glasgow, Scotland
(8 str., 12 obr., 3 tab., 35 liter.)
Effects of Welding Direction and
Position on Susceptibility to Weld
Metal Transverse Cracking in
Welding High-Strength Pipeline
Steel with Cellulosic Electrodes
Účinky smeru a polohy zvárania
na náchylnosť na priečne praskanie zvarového kovu pri zváraní
oceľových potrubí s vysokou pevnosťou elektródami s celulózovým obalom
S. Sarafan – F. M. A. Ghaini, Tarbiat
Modares University, Tehran – E. Rahimi, AMA Industry Co., Tehran, Iran
(4 str., 6 obr., 3 tab., 13 liter.)
Júl 2012
Finishing Stainless Steel Welds for
Food Processing Equipment
Konečná úprava zvarov z nehrdzavejúcej ocele pre zariadenia
na spracovanie potravín
D. Long, Marketing & Strategy, Norton Abrasives, Worcester, Massachusetss (4 str., 1 obr.)
Need for Weld Purity Drives Purging Methods
Potreba čistoty zvarov tlačí na
rozvoj metód čistenia
M. J. Fletcher, Delta Consultants,
Rutland, UK (2 str., 6 obr., 2 liter.)
Managing Precious Metal Volatility in Brazing Alloys
Riešenie volatility vzácnych kovov
pri spájkovaní zliatin
G. Alexy, Prince & Izant Co., Cleveland, Ohio (7 str., 4 obr., 10 liter.)
Scaling Thermocapillary Weld
Pool Shape and Transport Variables in Metals
Dimenzovanie tvaru termokapilárneho zvarového kúpeľa a prepravné premenné u kovov
P. S. Wei – H. J. Liu, National Sun
Yat-Sen University, Kaohsiung, Taiwan, China (8 str., 5 obr., 1 tab.,
40 výpočt. rovníc, 38 liter.)
Characterization of Three-Dimensional Weld Pool Surface in GTAW
Charakteristika povrchu trojrozmerného zvarového kúpeľa pri
zváraní netaviacou sa elektródou
v ochrane inertného plynu (GTAW)
W. Zhang – Y. Liu – X. Wang – Y. M.
Zhang, University of Kentucky, Lexington, Kentucky (9 str., 3 tab.,
18 výpočt. rovníc, 23 liter.)
Identifying Performance Differences in Transmissive and Reflective Laser Optics Using Beam Diagnostic Tools
Identifikácia výkonnostných rozdielov pri transmisívnej a reflektívnej laserovej optike s použitím lúčových diagnostických nástrojov
J. Blecher – T. A. Palmer – S. M. Kelly – R. P. Martukanitz, Pennsylvania State University, University Park,
Pensylvania (11 str., 17 obr., 32 liter.)
August 2012
Defect Assessment of Brazed
Steel Components
Posudzovanie chýb oceľových
Factors that Affect Hexavalent
Chromium Emissions
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
PR E D S TAV U JE M E Z VÁR AČS KÉ ČA S OP I S Y
Faktory ovplyvňujúce emisie hexavalentného chrómu
S. Ferree – F. Lake, ESAB Welding
and Cutting Products, Hanover,
Pensylvania (8 str., 20 obr., 17 liter.)
China – X. J. Ren, Liverpool John
Moores University, Liverpool, UK
(7 str., 12 obr., 3 tab., 18 liter.)
Automating On-Site Beveling, Cutting, and Welding
Automatizácia úkosovania, rezania a zvárania na mieste
N. Drake – B. Malkani, Gullco International Ltd., Newmarket, Ontario,
Canada (4 str., 9 obr.)
Good Design Plus Early Inspection Equals High Productivity
Dobrý dizajn plus včasná kontrola
rovná sa vysoká produktivita
J. Noruk, Servo-Robot Corp.,
Milwaukee, Wisconsin – J. P. Boillot,
Servo-Robot Group., St-Bruno, PQ,
Canada (5 str., 10 obr.)
How Would Lower Limits for Manganese Affect Welding?
Ako by spodné limity pre mangán
ovplyvnili zváranie?
P. Blomquist, Applied Thermal
Sciences, Inc., Sanford, Maine – D.
Chute, Atrium Environmental Health
& Safety Services, Reston, Virginia
(6 str., 3 obr., 1 tab., 17 liter.)
Oxyfuel Safety: It´s Everyone´s
Responsibility
Bezpečnosť pri oxyfuel (kyslíkovom) spaľovaní: každý nesie zodpovednosť
J. Henderson, Victor Technologies,
St. Louis, Missouri (6 str., 8 obr.)
Safeguarding Your Vision
Ochrana Vašej vízie
J. Bulan – E. Cull – F. Stupczy, Lincoln Electric Co., Cleveland, Ohio
(3 str., 2 obr.)
Effect of the Consumable on the
Properties of Gas Metal Arc Welded EN 1.4003-Type Stainless Steel
Vplyv zváracieho materiálu na
vlastnosti nehrdzavejúcej ocele typu EN 1.4003 zvarenej taviacou sa elektródou v ochrane plynu (GMAW)
E. Taban – A. Dhooge – E. Kaluc – E.
Deleu (9 str., 11 obr., 5 tab., 51 liter.)
Continuous Drive Friction Welding
of Al/SiC Composite and AlSl 1030
Trecie zváranie kompozitu Al/SiC
a AlSl 1030 s neustálym pohonom
S. Çelik – D. Güneş, Balikesir University, Turkey (7 str., 12 obr., 5 tab., 26
liter.)
Effect of Titanium Content on
Microstructure and Wear Resistance of Fe-Cr-C Hardfacing Layers
Vplyv obsahu titánu na mikroštruktúru Fe-Cr-C návarových
vrstiev a ich odolnosť voči opotrebeniu
Y. F. Zhou – Y. L. Yang – D. Li – J.
Yang – Y. W. Jiang – Q. X. Yang,
Yanshan University, Qinhuangdao,
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
September 2012
Choosing a Surface Coating Technology
Výber technológie povrchovej
úpravy
T. Peters, Business Development
Laser Cladding, Sulzer Metco – T.
Glynn, Metals and Alloys, Sulzer
Metco, Westburg, New York (4 str.,
1 obr.)
Phased Array Testing of Resistance Spot Welds
Skúšanie odporových bodových
zvarov sondami s fázovanou sústavou meničov
J. K. Na, Edison Welding Institute,
Columbus, Ohio (4 str., 8 obr., 2 liter.)
Thermal Spray Wins as a Green
Technology
Termálny sprej víťazí ako zelená
technológia
R. S. Brunhouse – P. Foy – D. R. Moody, Plasma Powders and Systems,
Inc., Marlboro, New Jersey (4 str.,
2 obr., 8 liter.)
The Welding Journal: Digitized
and Ready to Travel
Welding Journal (Časopis o zváraní): Digitalizovaný a pripravený
na cestovanie
C. Guzman, editor Welding Journal,
Español (3 str., 5 obr.)
Spot and Projection Welding Basics
Základy bodového a výstupkového zvárania
L. H. McDevitt, Weld Systems Integrators, Inc., Cleveland, Ohio (2 str.,
5 obr.)
Study on Vacuum Brazing of Glass
to Kovar® Alloy with Cu-Ni-Sn-P
Štúdia vákuového tvrdého spájkovania skla na Kovar® zliatinu
s Cu-Ni-Sn-P
Z. Zhong – J. Zhou – X. Shen – X.
Ling, Nanjing University of Technology, Nanjing, China (4 str., 11 obr.,
15 liter.)
Selecting Processes to Minimize
Hewavalent Chromium from Stainless Steel Welding
Výber procesov s cieľom minimalizácie hexavalentného chrómu zo
zvárania nehrdzavejúcej ocele
M. Keane – S. Stone – B. Chen –
A. Cumpston – J. Antonini, National Institute for Occupational Safety, Health Effects Laboratory,
Morgantown, Vest Virginia – J. Slaven, NIOSH and Indiana University,
Indianapolis – A. Siert, Xcel Energy, Denver, Colorado (6 str., 7 obr.,
3 tab., 17 liter.)
Estimating the Cooling Rates of
a Spot Welding Nugget in Stainless Steel
Odhad mier ochladzovania zvarovej šošovky pri bodovom zváraní
nehrdzavejúcej ocele
Y. Zhang – T.-J. Ma – H.-X. Xie – Y.M. Tan – P.-Y. Li, Shaanxi Key Laboratory of Friction Welding Technologies, Northwestern Polytechnical
University, Xi´an, China (5 str., 6 obr.,
2 tab., 16 liter.)
Design Considerations of Graded
Transition Joints for Welding Dissimilar Alloys
Aspekty prevedenia odstupňovaných prechodových spojov pri
zváraní rôznorodých zliatin
G. J. Brentrup – J. N. DuPont – B. S.
Snowden – J. L. Grenestedt, Lehigh
University, Bethlehem, Pennsylvania
(8 str., 15 obr., 1 tab., 33 liter.)
Október 2012
Which Metal-Cutting Process Is
Best for Your Application?
Ktorý proces rezania kovu je najlepší pre Vaše použitie?
M. Avila, Hypertherm, Inc., Hanover,
New Hampshire (5 str., 3 obr., 3 tab.)
How Multiple Weld Repairs Impact
Maraging Steel
Ako niekoľkonásobné opravy zvarov vplývajú na maraging oceľ?
B. Ahmed – F. Tario – N. Naz – R. A.
Baloch, Pakistan Space and Upper
Atmosphere Research Commission
(SUPARCO), Pakistan (9 str., 11 obr.,
3 tab., 15 liter.)
On-Site Fabrication Support Is Vital to Weld Quality
Podpora výroby na mieste je kľúčová pre kvalitu zvarov
W. C. LaPlante, BPXA, Anchorage/
Prudhoe Bay, Alaska (5 str., 5 obr.,
6 liter.)
137
Obsah časopisu Welding Journal 2012
Gas Tungsten Arc Welding Using
an Arcing Wire
Oblúkové zváranie netaviacou
sa elektródou v inertnom plyne
(GTAW) s použitím zváracieho
drôtu na vytvorenie oblúka
J. S. Chen – X. R. Li, Adaptive Inteligent Systems LLC, Lexington, Kentucky – Y. Lu – Y. M. Zhang, Adaptive
Intelligent Systems LLC, Lexington,
and the University of Kentucky, Lexington, Kentucky (9 str., 30 obr.,
5 tab., 23 liter.)
Numerical Analysis of a Hugh-Frequency Induction Welded Pipe
Numerická analýza rúry zvarenej
vysokofrekvenčným indukčným
zváraním
Y. Han – E. L. Yu, Yanshan University, Qinhuangdao, China (8 str.,
18 obr., 2 tab., 7 liter.)
Second Pulse Current in Resistance Spot Welded TRIP Steel – Effects on the Microstructure and
Machanical Behavior
Druhý pulzný prúd pri odporovo bodovo zvarenej TRIP oceli –
účinky na mikroštruktúru a mechanické správanie
V. H. Baltazar Hernandez, University
of Waterloo, Canada and Autonomous University of Zacatecas, Mexico –
Y. Okita, University of Waterloo, Canada and JFE Steel Corp., Japan – Y.
Zhou, University of Waterloo, Canada, (8 str., 11 obr., 3 tab., 27 liter.)
November 2012
A Holistic Study of Automated
Plasma System Costs
Holistická štúdia nákladov na automatizovaný plazmatický systém
J. P. Kinos – D. Ott, Victor Technologies, St. Louis, Missouri (5 str.,
1 obr., 4 tab.)
What to Consider before High-Frequency Welding of Stainless
Steel
Čo treba zvážiť pred vysokofrekvenčným zváraním nehrdzavejúcej ocele
L. D. Frame, Thermatool Corp., East
Haven, Connecticut (4 str., 3 obr.,
10 liter.)
Maintaining Corrosion Resistance
when Welding Stainless Tube and
Pipe
Zachovanie odolnosti voči korózii pri zváraní nehrdzavejúcich rúr
a potrubí
J. Cuhel, Miller Electric Mfg. Co., Appleton, Wisconsin – D. Benson, Ho-
138
bart Brothers Co., Troy, Ohio (5 str.,
4 obr.)
Control, Jonesboro, Arkansas (4 str.,
4 obr., 12 liter.)
Fluid Flow And Solidification in
Welding: Three Decades of Fundamental Research at the University
of Wisconsin
Tok látok v tekutom skupenstve
a tuhnutie/kryštalizácia pri zváraní:
tri desaťročia základného výskumu na Wisconsinskej univerzite
S. Kou, University Wisconsin, Madison, Wisconsin (16 str., 24 obr., 77 liter.)
From the Lab to the Production
Floor: Students Learn It All
Z laboratória do výrobnej praxe:
študenti sa naučia všetko
K. Packard – D. Reilling, Hobart
Brothers Co., Troy, Ohio – B. Farkas,
MAXAL International, Inc., Traverse
City, Michigan (5 str., 6 obr.)
Failure Mode Transition in AlSl 304
Resistance Spot Welds
Prechod mechanizmu chýb pri
AlSl 304 odporových bodových
zvaroch
M. Pouranvari, Islamic Azad University, Dezful, Iran – S. P. H. Marashi,
University of Technology, Tehran,
Iran (6 str., 7 obr., 2 tab., 10 výpočt.
rovníc, 23 liter.)
Modeling of Human Welder Response to 3D Weld Pool Surface:
Part I – Principles
Modelovanie reakcie osoby zvárača na 3D povrch zvarového kúpeľa: I. časť – princípy
W. J. Zhang – Y. M. Zhang, University Kentucky, Lexington, Kentucky
(9 str., 11 obr., 2 tab., 11 výpočt. rovníc, 30 liter.)
December 2012
Reducing the Ecological Impact of
Arc Welding
Zníženie ekologického dopadu
oblúkového zvárania
M. A. Purslow, Arc Welding, EWI,
Columbus, Ohio (4 str., 7 obr., 4 tab.,
3 liter.)
Program Aids in Modeling Welding Thermodynamics
Programové pomôcky pri modelovaní termodynamiky zvárania
P. Mason, Thermo-Calc Software
Inc., McMurray, Pennsylvania (3 str.,
2 obr., 10 liter.)
Green: A Way of Life for Weld Tooling Company
Ekológia: Spôsob života firmy poskytujúcej zváraciu techniku
B. Kratz, Rentapen, Inc., Waukesha,
Wisconsin (5 str., 6 obr.)
Selecting Fume Collectors for
Welding Applications
Výber zberačov dymov pre zváracie aplikácie
G. Schreier, Camfil Farr Air Pollution
Development of an Oxyrutile
Electrode for Wet Welding
Vývoj oxyrutilovej elektródy pre
zváranie za mokra
V. R. Santos – M. J. Monteiro – F. C.
Rizzo, Pontificia Universidade Católica do Rio de Janeiro, Brazil – A.
Q. Bracarense, Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, Brazil – E. C. P. Pessoa, Instituto
Federal de Educação – R. R. Marinho, PETROBRAS Research Center,
Rio de Janeiro, Brazil – L. A. Vieira,
ESAB Indústria e Comércio Ltda.,
Contagem, Ninas Gerais, Brazil
(10 str., 9 obr., 13 tab., 43 liter.)
Modeling of Human Welder Response to 3D Weld Pool Surface:
Part II – Results and Analysis
Modelovanie reakcie osoby zvárača na 3D povrch zvarového kúpeľa: II. časť – výsledky a analýza
W. J. Zhang – Y. M. Zhang, University of Kentucky, Lexington, Kentucky
(9 str., 10 obr., 5 tab., 22 výpočt. rovníc, 17 liter.)
Theoretical and Empirical Verification of a Mobile Robotic Welding
Platform
Teoretická a empirická verifikácia
mobilnej robotickej zváracej plošiny
J. Stacy – S. Canfield, Tennessee
Technological University, Cookeville,
Tennessee (8 str., 12 obr., 2 tab.,
15 výpočt. rovníc, 18 liter.)
Double Stage Plasma Arc Pipe
Welding Process
Postup zvárania rúr plazmovým
oblúkom v dvoch stupňoch
X. R. Li – Z. Shao, Adaptive Intelligent Systems, LLC, Lexington, Kentucky – Y. M. Zhang, Adaptive Intelligent Systems, LLC and University
of Kentucky, Lexington, Kentucky
(8 str., 12 obr., 6 tab., 18 liter.)
Redakcia
Poznámka: Časopis možno študovať v knižnici
VÚZ – PI SR v Bratislave,
kontakt: tel.: +421/(0)2/492 46 482,
e-mail: [email protected]
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
JU B I L E U M
Ing. Jiří Brynda oslavil sedmdesátiny
V květnu oslavil sedmdesátiny dlouholetý člen redakční rady (od roku
1997) našeho časopisu pan Ing. Jiří
Brynda. Narodil se v Plzni 8. 5. 1943
a po absolvování základní školy se
vyučil dřevomodelářem ve „Škodovce“ a jí také zůstal věrný po celý život. Po maturitě odešel studovat na
podnikové stipendium do Ostravy na
Hutnickou fakultu tehdejší Vysoké
školy báňské. Zde promoval v roce
1967 a vrátil se zpět do podniku Škoda Hutě v Plzni, kde pracoval pět let
na různých pracovištích, mimo jiné
i na opravách ocelových odlitků svařováním. Určujícím rozhodnutím byl
pro pana Bryndu přestup do tehdejšího ZVJE (Závod výstavby jaderných elektráren – nynější ŠKODA
Jaderné strojírenství). Zde se po několika letech začal věnovat problematice materiálů, svarů a návarů vyráběných tlakových nádob jaderných
reaktorů typu VVER 440 a 1000. Konkrétně se jednalo o řešení rozsáhlého programu atestačních a doplňkových zkoušek ocelí tlakových nádob
v souvislosti s požadavky projektanta (Gidropress Podolsk a Gosgortechnadzor SSSR) na prokázání
vlastností materiálů tlakových nádob
reaktorů vyráběných v podmínkách
Škoda Plzeň, v tehdejším ČSSR.
Výsledky těchto zkoušek byly již
mnohokrát využity při obhajobě
zpochybňované kvality jinak úspěšně provozovaných tlakových nádob
vyrobených reaktorů. Konkrétně je
možné zmínit případ z roku 1998,
kdy při spouštění 1. bloku JE Mochovce, byla ze strany Rakouska napadena a mediálně zpochybněna
kvalita svaru v oblasti aktivní zóny
a bylo ohroženo spuštění elektrárny. Na přípravě podkladů a následné misi, která obhájila před experty IAEA ve Vídni kvalitu této nádoby
se podílel i pan Brynda, ve spolupráci s ÚJD a VÚZ Bratislava. Později před spouštěním JE Temelín se
něco podobného znovu opakovalo.
V té době již pracoval jmenova-
ný několik let jako vedoucí odboru
Bezpečnost a životnost jaderných
zařízení ve ŠKODA JS a podílel se
na zpracování kapitol Předprovozních a provozních bezpečnostních
zpráv týkajících se materiálů reaktoru a materiálů tlakových nádob pro
JE Dukovany, JE Mochovce a JE Temelín. S tím souvisela i činnost v Komisích pro hodnocení výsledků provozních kontrol při odstávkách na
jaderných elektrárnách, kterých se
pravidelně zúčastňoval.
Významně se také podílel na přípravě modernizací tzv.“svědečných
programů“ materiálu tlakových nádob, kterými se sleduje především
radiační křehnutí v průběhu provozu. Také se zúčastnil projektu regeneračního žíhání tlakových nádob
na JE Bohunice a Loviisa ve Finsku.
Touto operací se právě dá částečně
odstranit zkřehnutí materiálu, především svarů způsobené ozařováním
neutrony v dlouhodobém provozu.
Pan Brynda je také dlouholetým členem Hlavního výboru a předsedou
Sekce V „Zkoušky materiálů“ Asociace strojních inženýrů ČR. K dvacátému výročí vzniku této profesní organizace byl oceněn Medailí
Leonarda da Vinci za významný podíl na tvorbě Normativně technické
dokumentace A.S.I. V roce 2005 byl
jmenován členem Poradního výboru
předsedkyně Státního úřadu pro jadernou bezpečnost.
V letech 1999 – 2004 se podílel na
Aktuálne kurzy vo VÚZ – PI SR
‡†œ‹ž”‘†ýœ˜ž”ƒ«•ý‹ā‹‹‡”Ȃ
Podmienky prijatia na kurz:
Ìāƒ–”˜ƒ‹ƒ—”œ—ǣ
Termín:
Cena kurzu:
ƒ„•‘Ž˜‡––‡…Š‹…‡Œ—‹˜‡”œ‹–›Ǥ•–—’Òƒ
ͳͲ–ýā†Ò‘˜
23. 9. – 13. 12. 2013
2 000 € bez DPH
‡†œ‹ž”‘†ýœ˜ž”ƒ«•ý–‡…Š‘Ž×‰Ȃ
Podmienky prijatia na kurz:
Ìāƒ–”˜ƒ‹ƒ—”œ—ǣ
Termín:
Cena kurzu:
ƒ„•‘Ž˜‡–•–”‡†‡Œæ‘Ž›–‡…Š‹…±Š‘œƒ‡”ƒ‹ƒ•ƒ–—”‹–‘—ǡ
˜‡‹‹žŽ‡ʹͲ”‘‘˜
ͺ–ýā†Ò‘˜
23. 9. – 22. 11. 2013
1 600 € bez DPH
”‰ƒ‹œƒ«ý‰ƒ”ƒ–ǣ
‰Ǥž”‹ƒƒ–ƒ”‘˜žǡ‘„‹ŽǣͲͻͳͷͻͻͲ͹ͺ͹ǡ–‡ŽǤǣͲʹȀͶͻʹͶ͸ʹ͹ͻǡ
ˆƒšǣͲʹȀͶͻʹͶ͸ʹ͹ͻǡ‡Ǧƒ‹Žǣ–ƒ–ƒ”‘˜ƒ̷˜—œǤ•
S P OM Í N AM E
řešení mezinárodních projektů 5. FP
SMARTWELD a PHARE 2.03/97
v oblasti přípravy na opravné svařování tlakových nádob jaderných
reak torů, kde se řešila i problematika kvalifikace přídavného materiálu
INCONEL 52.
Ve ŠKODA Plzeň pracoval Ing. Jiří
Brynda více jak 40 let. Po odchodu do důchodu v roce 2005 byl ješ-
tě zaměstnancem Ústavu jaderného
výzkumu v Řeži u Prahy, kde působí
ještě dosud jako konzultant.
K mimopracovním aktivitám a zálibám jubilanta patřil dříve windsurfing v létě a běžky v zimě, v současné době stále ještě chození po
kopcích, skoro pravidelně jednou
ročně Alpy na týden se starou partou ze zaměstnání. Velice rád má
knihy, čemuž odpovídá i knihovna
v obýváku a fotografování. V současné době pátrá se svoji sestřenicí
po předcích, což ho velice zaujalo.
Jubilantovi přejeme do dalších let
mnoho pracovních i osobních úspěchů a pevné zdraví.
Vedení VÚZ – PI SR
a členové redakční rady
Doc. Ing. Miloslav Holzmann, CSc.,
už nie je medzi nami
Doc. Ing. Miloslav Holzmann, CSc.,
známy vynikajúci český pedagóg
a odborník v oblasti materiálového
výskumu a menovite lomovej mechaniky sa narodil 29. mája 1929
v Rajhrade. Vyššiu priemyslovú školu strojnícku absolvoval v Brne maturitou v roku 1947. Vysokoškolské
vzdelanie ukončil v júni 1952 na Vysoké škole technické Dr. Edvarda
Beneše v Brně (dnešní Vysoké učení technické v Brně), Fakulte strojní,
odd. Strojního inženýrství, špecializáciu zlievarenstvo.
Po ukončení vysokej školy nastúpil na Vojenskú akadémiu A. Zápotockého. Špecializoval sa na oblasť únavy materiálov a strojných
komponentov. Od r. 1960 pracoval
v Československej akadémii vied,
vo vtedajšom „Laboratóriu pre štúdium vlastností kovov“, ktoré neskôr
prešlo do Ústavu fyziky materiálov
Akadémie vied ČR. V citovanom laboratóriu najskôr pracoval vo výskumnom tíme „Únava materiálov“ vedenom prof. Klesnilom. Po
založení výskumného tímu „Krehký lom“, bol vedúcim tohto tímu až
do r. 1995. Do dôchodku odišiel
v r. 1996 avšak na čiastočný úväzok,
prakticky až do roku 2012, naďalej
pracoval v Ústave fyziky materiálov
140
AV ČR v skupine „Krehký lom“ vedenej prof. Ing. I. Dlouhým, CSc.
Vedeckú hodnosť kandidáta technických vied, CSc., získal v júni
1961, vedecko-pedagogickú hodnosť docenta po obhajobe habilitačnej práce v júni 1956 na Fakulte
strojníckej VUT Brno.
Od r. 1968 externe prednášal na
Fakulte strojníckej VUT v Brne, a to
prednášky z predmetu „Časti strojov“ (do r. 1976), neskôr prednášky
z predmetu „Medzné stavy materiálov“ v špecializácii „Materiálové
inžinierstvo (do r. 1999). Tu vypracoval vysokoškolské skriptá „Krehký a únavový lom materiálov a konštrukcií“ (spoločne s prof. Klesnilom)
a „Fyzikálna metalurgia a medzné
stavy materiálov (Krehký lom materiálov a konštrukcií)“. Bol členom komisie pre obhajoby kandidátskych
prác v odbore „Materiálové inžinierstvo“ a členom skúšobnej komisie pre štátne záverečné skúšky
v magisterskom študijnom programe „Strojné inžinierstvo“ na Fakulte strojného inžinierstva VUT v Brne.
Doc. M. Holzmann publikoval 314
vedeckých a odborných prác v našich a zahraničných časopisoch
a v zborníkoch našich a zahraničných konferencií. Práce sa zaoberajú problematikou fyzikálno-metalurgickej podstaty krehkého porušenia
ocelí, aplikáciou najnovších poznatkov mechaniky lomu pri hodnotení odolnosti nízkouhlíkových a nízkolegovaných ocelí proti tvárnemu
a krehkému porušeniu. Nie menej dôležitou tematikou týchto prác
bol vývoj nových metód hodnotenia odolnosti materiálov proti porušeniu. Zásluhou doc. M. Holzmanna a jeho spolupracovníkov bola
v Ústave fyzikálnej metalurgie (ako
v jednom z prvých výskumných pracovísk krajín bývalého východného bloku) vyvinutá inštrumentovaná
rázová skúška na kyvadlovom kla-
dive a vypracovaná metodika merania dynamickej lomovej húževnatosti. Bol dlhodobým koordinátorom
štátnej úlohy základného výskumu
„Krehký lom“.
Doc. M. Holzmann rozvíjal širokú
spoluprácu s poprednými čs. výskumnými ústavmi (napr. Výskumný
ústav zváračský, Bratislava; Státní výzkumný ústav materiálů Praha;
Ústřední výzkumný a zkušební ústav
Škoda; Ústav jaderného výzkumu
Řež) a s poprednými čs. podnikmi
(o. i. Královopolská strojírna, Brno;
ŽĎAS, Ždár; Česká zbrojovka, Uherský Brod; závod Jaderné strojírenství, Škoda, Plzeň, Ústav jaderného
výzkumu, Řež). V rámci týchto prác
vypracoval so spolupracovníkmi
veľký počet výskumných a technických správ riešiacich problematiku
hodnotenia materiálov proti krehkému porušeniu a rad posudkov pri
objasňovaní príčin porušenia komponentov a konštrukcií.
Odbornou verejnosťou doc. M.
Holzmann bol a vždy bude vnímaný
ako človek, ktorý do odboru vniesol
mnoho nových myšlienok. To, čo za
svojej vedeckej kariéry vykonal, napriek všetkým prekážkam, ktorým
musel čeliť, určite ocenia až ďalšie
generácie. Pripomeňme len jeho neochvejnú rolu vo formovaní vedeckého profilu súčasného Ústavu fyziky kovů AVČR. Bol človekom, ktorý
sa nezmazateľne zapísal do histórie
nášho odboru, ktorý celkom bezkonkurenčne ovplyvnil, a prispel
k tomu, že odbor, ktorému sa dlhodobo venoval, sa dočkal širokého
uznania a uplatnenia.
Doc. Ing. Miloslav Holzmann, CSc.,
nás navždy opustil 7. 6. 2013 vo
veku 84 rokov.
S úctou spomínajú
bývalí kolegovia, priatelia,
vedenie VÚZ – PI SR a redakcia
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
Z VÁ R A N I E - SVA Ř OVÁN Í | 5 -6 /2 0 1 3
141
Detviansky zvar 2013 má svojho víťaza
Druhý ročník podujatia venovaného súťaži zručnosti zváračov organizované
spoločnosťou PPS Group, a. s. v spolupráci s mestom Detva a garantmi
úspešne prebehol počas dvoch víkendových dní 1. a 2. júna. Organizátori,
tak ako aj v minulom roku, spojili odbornú súťaž s kultúrnošportovým podujatím a oslavami sviatku Dňa detí.
Súťaž bola pre prihlásených 22 zváračov odštartovaná v sobotu neľahkými zadaniami, a to zváraním tupého zvaru nad hlavou a v druhom kole
zváranie loga usporiadateľskej PPS
Group. Pre víťaza bola opäť pripravená lákavá cena v podobe osobného automobilu značky KIA. Na
dodržiavanie postupu a kvalitu výsledných zvarových spojov do-
Podujatie otvoril generálny riaditeľ PPS Group Ing. Pavol Šimkovič, MBA a primátor mesta Detva Ing. Ján Šufliarský
Víťaz súťaže Dušan Hronec a generálny riaditeľ PPS Group
Ing. Pavol Šimkovič
142
Stánok VÚZ – PI SR s generálnym riaditeľom Ing. Petrom Klamom
Z VÁRANI E-SVAŘOVÁNÍ | 5-6 / 2 0 1 3
A KC I E
v hodnotiacej komisii (na fotografii).
Súťaže sa zúčastnil aj minuloročný
víťaz. Tentokrát už neuspel, čo svedčí o vysokých a vyrovnaných kvalitách prihlásených zváračov.
Víťazom a Majstrom Detvianske-
Hodnotiaca komisia v zložení: zľava Attila Tarcsi z VÚZ – PI SR Bratislava, Peter Račko z PPS Group
a. s., Detva, Boris Pincéš z VÚZ – PI SR, Ing. Rastislav Golian z PPS Group a. s., Detva, Pavol Sejč
zo SjF STU Bratislava a za organizátorov: Peter Nociar a Vladimír Ľalík z PPS Group a. s., Detva
Ako sprievodná akcia sa uskutočnila výstava zváračských zariadení a potrieb. Najväčší stánok patril
spoločnosti Zvarcentrum.
hliadala odborná porota a po dôkladnej vizuálnej a ultrazvukovej
skúške zostavila finálovú dvanástku,
ktorá v nedeľu absolvovala finále.
VÚZ – PI SR Bratislava sa na akcii
zúčastnil obsadením dvoch miest
Hlavná cena súťaže, automobil Kia Picanto
ho zvaru 2013 po ťažkom zápolení
sa stal Dušan Hronec z PPS Group
Detva, druhý sa umiestnil Ján Križák
zo ZŤS Námestovo a tretím bol Anton Cvancinger z PPS Detva. O kvalite prípravy súťažiacich odborníkov
svedčí skutočnosť, že do prvej dvanástky sa prebojovalo až 10 zamestnancov PPS-ky. Na tento ročník súťaže sa prihlásilo viac súťažiacich
ako na minuloročný. Viac prišlo aj
návštevníkov kultúrnych akcií konaných v rámci tohto podujatia. Tradične sa konala výstava zváračských zariadení. Treba len dodať, že
Detviansky zvar sa stal obľúbeným
a vyhľadávaným podujatím.
Redakcia
Princíp Kvality
Roky
PRIEMYSELNEJ
ZÁRUKY
OFICIÁLNE
ZASTÚPENIE
PRE SR:
www.masters-of-speed.eu
t
f
d
Štandartný Puls
Lorch SpeedPulse
s oceĞou až o
48% rýchlejší
VALTEC spol. s r.o. Neresnícka 12, 960 01 Zvolen
tel.: +421 45 5402 466 • fax: +421 45 5402 467
e-mail: [email protected], www.zvarcentrum.sk
VÝSKUMNÝ ÚSTAV ZVÁRAČSKÝ
PRIEMYSELNÝ INŠTITÚT SR
Vás pozýva
QD9URþQtNSRGXMDWLD
Národné dni zvárania 2013
Hotel Ski & Wellness Residence Družba****
Demänovská dolina
11. – 13. 9. 2013
návrh a výroba zváraných výrobkov, opravy a renovácie
automatizácia a robotizácia zvárania
NYDOLWDYR]YiUDQtDEH]SHþQRVĢSUL]YiUDQt
Y]GHOiYDQLHVN~ãDQLHDFHUWLILNiFLDSHUVRQiOXYR]YiUDQtD1'7
]YiUDQLHYDXWRPRELORYRPDFKHPLFNRPSULHP\VOHYåHOH]QLþQHMGRSUDYHSO\QiUHQVWYHDHQHUJHWLNH
LQRYDWtYQHPHWyG\YR]YiUDQtDVSiMNRYDQt
QRYpQRUP\YR]YiUDQtDVN~ãDQt
]YiUDQLHSODVWRYQRYpPHWyG\]DULDGHQLDDSRORWRYDU\
7HUPtQ
7HUPtQ\
7HU
U
SULKOiVHQLHSUHGQiãN\QDNRQIHUHQFLX
SUL
LKOiV HSUHGQiãN\\QD
D QIH
IHUH
UH
RGRY]GDQLHWH[WXSUtVSHYNXGR]ERUQtND
RGR
GR
RY]G HWH[[WXS
[ SUtVSHY
HYN
N GR]E
]DVODQLHSULKOiãN\QDNRQIHUHQFLX
]DV
VODQL ULKOiiãN\
i
QDNRQ HQFLX
~KUDGDSRSODWNX]DNRQIHUHQFLX
~K
KUDGD
U
SOD
ODWWNX]]D NRQIH FLX 2UJDQL]DþQtJDUDQWL
,QJ0iULD7DWDURYi
WHO
PRELO
ID[
HPDLOWDWDURYDP#YX]VN
,QJ%HiWD0DFKRYi
WHO
PRELO
ID[
HPDLOPDFKRYDE#YX]VN
Download

Zvaranie_05-06_2013 LowRes.indd