GLAVA 2.pdf

2 PONAŠANJE METALA PRI DELOVANJU

SPOLJNIH SILA

2.1 Elastične deformacije

2.1.1 Osnovni pojmovi

Ako na metalno telo deluje spoljna sila, telo menja svoj oblik i pri dovoljnoj veličini spoljne sile dolazi do njegovog razaranja. Delovanjem sile nastaju istovre-meno u telu naponi, jer se ono unutrašnjim silama suprostavlja promeni oblika. Promena oblika izazvana delovanjem spoljnih sila se naziva deformacija (ponekad takodje preoblikovanje). Pri niskim vrednostima spoljnih sila (i niskim naponima) deformacija je samo elastična (opružna); po rasterećenju ta deformacija nestaje, a telo poprima prvobitni oblik. Prekorači li veličina spoljašnje sile odredjenu granicu dolazi do plastične (trajne) deformacije, a po rasterećenju telo ostaje deformisano. U kristalnoj rešetki se elastična deformacija ispoljava samo malim otklanjanjem atoma iz njihovog ravnotežnog položaja; otklon ne prelazi polovinu parametra re-šetke. Pri trajnoj deformaciji menjaju atomi svoj položaj za udaljenost najmanje je-dnaku parametru rešetke.

Ako spoljna sila F deluje na štap kružnog preseka u uslovima jednoosnog zate-žućeg opterećenja (sl. 2.1), nastaje u ravni S0, upravnoj na pravac dejstva sile, nor-malni napon σ0 = F/S0. U proizvoljnoj ravni S1, čija normala zaklapa sa pravcem si-le F ugao α, normalna komponenta (Fn1) i smičuća komponenta (Fs1) sile F imaju vrednosti:

1 cos ;nF F α= ⋅ 1 sinsF F α= ⋅ (2.1)

U ravni S1 deluju normalni i smičući naponi:

Mašinski materijali

44

1

11 S

Fn=σ i 1

11 S

Fs=τ , respektivno. (2.2)

F

F

Fn1

Fs1

S1

S0

F

α

0 30 60 90°

0

0.25 σ0

0.50 σ0

0.75 σ0

1.00 σ0

α

σ

τ

Slika 2.1 Normalna i smičuća Slika 2.2 Tok normalnog i smičućeg komponenta sile F napona u zavisnosti od ugla α pri jednoosnom zatezanju

Tokovi normalnog i smičućeg napona u zavisnosti od ugla α pri jednoosnom zatezanju prikazani su na slici 2.2. Kao što se vidi normalni napon (σ) dostiže mak-simum za α = 0°; smičući napon (τ) ima maksimalnu vrednost pri α = 45° koja iz-nosi 1/2 · σ0. Ako je vrednost sile dovoljno mala reč je o elastičnim normalnim i smičućim naponima, kojima odgovaraju elastične normalne i smičuće deformacije.

Izmedju elastične deformacije (ε) i napona (σ) postoji linearna zavisnost koja je poznata kao Hukov zakon:

ε α σ= ⋅ , (2.3)

gde je: α - konstanta proporcionalnosti, a 1/α = E - modul elastičnosti pri zatezanju, MPa.

Odnos izmedju normalnog napona i normalne elastične deformacije je stoga:

Eσ ε= ⋅ . (2.4)

Za smičući napon (τ) i smičuću elastičnu deformaciju (γ) važi slično:

Gτ γ= ⋅ , (2.5)

gde je G - modul elastičnosti na smicanje, odnosno modul klizanja u MPa. Relativne deformacije ε i γ su bezdimenzijski brojevi. Uzdužna deformacija ε

predstavlja odnos ukupne promene dužine (∆l) i početne dužine l0, a odredjuje se po-moću izraza:

,0

0

0 lll

ll −=

∆=ε (2.6)

Ponašanje metala pri delovanju spoljnih sila

45

gde je: l0 - dužina uzorka u nezategnutom stanju, l - dužina uzorka u stanju zatezanja normalnom silom F.

Pojava uzdužne deformacije 0ll∆

=ε pod dejstvom sile F prikazana je na slici 2.3.

Slično se (sl. 2.4) odredjuje smičuća deformacija (smicanje): lx∆

=γ kao tangenta

ugla smicanja izazvanog smičućom silom F, jer je lxtg ∆

=γ i tgγ ≈ γ za male uglove.

Apsolutne vrednosti konstanti E i G su za razne metale različite, a u monokristalu zavise takodje od orijentacije kristalne rešetke i pravca delovanja sile. Kod monokris-tala bakra dobijene su, za različite pravce, vrednosti modula elastičnosti veoma razli-čite; npr. odnos E[111]/E[100] je kod bakra oko 2.8; za aluminijum oko 1.2. Zato mo-nokristal bakra ima veliki stepen anizotropije1 elastičnih osobina, a monokristal alu-minijuma se ponaša u oblasti elastičnih deformacija kao skoro izotropno telo.

∆ l

F

F

ll 0

lF

F

∆x

γ

Slika 2.3 Ilustracija normalne Slika 2.4 Ilustracija smičuće deformacije deformacije

Kod većine tehničkih metala i legura, budući da je reč o polikristalnim materi-jama koje se sastoje iz velikog broja kristala razne orijentacije, veličina modula elastičnosti je nezavisna od pravca. Za ovakve materijale modul elastičnosti je u makroskopskim razmerama jednak srednjoj vrednosti modula elastičnosti monokri-stala. Makroskopska zapremina polikristalnih materijala postaje onda telo sa izot-ropnim elastičnim osobinama.

2.2 Plastične deformacije

Odredjivanje precizne granice izmedju elastične i trajne deformacije je teško; kod polikristalnih materija se takva granica praktično i ne pojavljuje (neka su zrna trajno

1 Anizotropija označava zavisnost, a izotropija nezavisnost osobina od pravca.


46

deformisana, druga samo elastično). Zato se oblast elastičnih deformacija ograničava naponom pri kome ipak dolazi do merljive trajne deformacije koja se označava kao granica elastičnosti. Za reprodukovanje navedenog napona, koji izaziva prve trajne deformacije, koristi se tzv. dogovorna granica elastičnosti σ0.005. To je napon, koji iza-ziva npr. pri zatežućem opterećenju štapa njegovo trajno izduženje za 0.005% l0 (sl. 2.3). Ipak je i odredjivanje ove dogovorne vrednosti dosta teško i dugotrajno. U tehni-čkoj praksi se za napon, koji karakteriše početak trajne deformacije uzima napon, koji izaziva trajnu deformaciju 0.2% i označava se kao granica R0.2

1. Kod nekih metala (naročito kod metala sa prostorno centriranom kubnom rešetkom), koji sadrže male količine intersticijskih primesa, može se početak trajne deformacije lako očitati sa di-jagrama kidanja. Na sl. 2.5 je takav dijagram prikazan za niskougljeničan čelik. Dos-tigne li napon vrednost koja odgovara tački H, dolazi do rasta trajne deformacije, koji je praćen naglim padom napona. Sniženje napona pri kojem se deformacija nastavlja, naziva se tečenje materijala; tačka H koja prikazuje početak trajne deformacije ozna-čava se kao gornja granica tečenja ili samo napon tečenja. Deformacija εH, koja odgo-vara tački H, može se smatrati za granicu izmedju elastične i trajne deformacije. Ob-last ulevo se koristi za procenu konstrukcionih osobina materijala (gde nije dopuštena trajna deformacija), oblast udesno sadrži informacije potrebne za tehnološke postup-ke, zasnovane na trajnim deformacijama (naročito pri kovanju, valjanju).

Gornja granica tečenja

Donja granica tečenja

Žilav lom

Krt lom

Suženje

Deformacija, ε

Nap

on,

σ

H

εH

a) b)

Slika 2.5 Zavisnost napon-deformacija za niskougljenični čelik (a) i izgled krtog i žilavog loma (b)

Plastična (duktilna) deformacija kristalnih materijala nastala bilo klizanjem ili dvojnikovanjem ostvaruje se kretanjem dislokacija. Shema oba osnovna mehaniz-ma plastične deformacije je prikazana na slici 2.6. U oba slučaja reč je o trajnoj promeni oblika, izazvanoj smičućim naponima (τ) dovoljne veličine. Pri plastičnoj deformaciji klizanjem, tim naponom izaziva se pomeranje dva dela kristala duž od-redjenih kristalografskih ravni, na udaljenost koja odgovara vektoru rešetke (med-

1 Rp (R0.2) zove se tehnički napon tečenja ili bolje konvencionalni napon tečenja.


47

juatomskoj udaljenosti), odnosno celom umnošku vektora rešetke. Orijentacija kristalografske rešetke oba dela kristala ostaje ista, kontinuitet atomnih ravni se za-država (sl. 2.6a). Pri dvojnikovanju smičući naponi u odredjenom delu kristala do-vode do pomeranja većeg broja susednih atomskih ravni. Za razliku od klizanja, pri plastičnoj deformaciji dvojnikovanjem dolazi do pomeranja mnogih atomskih ravni tako da relativno pomeranje atoma susednih ravni ne odgovara celom vektoru reše-tke (sl. 2.6b). Deformisani deo kristala ima drukčiju orijentaciju rešetke, nego što je ima osnovna rešetka. Obe mreže izgledaju kao slika i lik u ogledalu u odnosu na odredjenu ravan koja se označava kao ravan dvojnikovanja. Potreban napon je viši nego smičući naponi za izazivanje klizanja. Zato se sa plastičnom deformacijom dvojnikovanjem srećemo samo u odredjenim uslovima, npr. kod metala sa malim bro-jem ravni klizanja, dalje pri deformaciji na nižim temperaturama ili pri deformaciji većim brzinama opterećenja (istovremeno i deformacija). Kod metala sa površinski centriranom kubnom rešetkom i njihovih legura (bakar, mesing itd.), dolazi do dvoj-nikovanja kristala takodje usled termičkih napona pri zagrevanju; ti tzv. kristalni bli-zanci se razlikuju od dvojnika stvorenih zajedničkom deformacijom, time što su širi i više ih je u strukturi. Kristali blizanci su na nagriženoj površini preseka uzorka lako uočljivi jer orijentisani deo kristala pri nagrizanju dobija različitu boju u odnosu na okolni nedeformisani deo kristala.

F

F

F

F

F

F

F

F

F

F

Ravniklizanja

Ravanklizanja

Ravnidvojnikovanjadvojnik

a)

b)

Slika 2.6 Deformisanje kristala: a) klizanjem, b) dvojnikovanjem

Tečenje pri naponu manjem od jačine materijala je karakteristična pojava kod me-talnih materijala. Suprotno tome, kod tvrdih kovalentnih kristala (dijamant, karbid si-


48

licijuma) i kristala sa delimično metalnom vezom (karbidi metala), potrebni su za kli-zanje naponi koji prevazilaze njihovu jačinu. To je zato što jako usmerene veze izme-dju atoma otežavaju kretanje dislokacija.

2.2.1 Veza izmedju klizanja i kristalne rešetke

Najčešći mehanizam deformacije oblika kod metala, na koji će u daljem izlaganju biti usredsredjena naša pažnja, jeste klizanje. Ako se postepeno povećava sila optere-ćenja koja deluje na kristal, najzad će smičući naponi u pogodnoj kristalografskoj rav-ni (tzv. ravni klizanja) dostići kritičnu vrednost tzv. kritičan napon klizanja i započeće deformacija klizanjem; jedan deo kristala se pomera po ravni klizanja u odnosu na drugi deo. Iz proba na monokristalu proizilazi, da se klizanje prvenstveno odvija u od-redjenim kristalografskim ravnima i pravcima. Iz veze izmedju strukture kristala i ge-ometrije deformacije klizanjem mogu se formulisati tri osnovna zakona klizanja: 1) ravan klizanja odgovara ravni kristala najgušće posednutoj atomima; 2) pravac klizanja odgovara pravcima kristala koji su najgušće posednuti atomi-

ma; 3) od datog skupa ravni i pravaca može se izdvojiti takva ravan i pravac, gde smi-

čuća komponenta napona dostiže najveću vrednost (tzv. aktivna ravan i pravac klizanja; aktivacija nastaje po Šmidovom zakonu tečenja1).

x

z

y

(111)

[101][110]

[011](111)

x

z

y

(110)

[111]

[111]

Pravacklizanja

Ravanklizanja

Pravacklizanja

Pravacklizanja

Slika 2.7 Pravci i ravni klizanja u površinski centriranoj kubnoj rešetki (A1)

Slika 2.8 Pravci i ravni klizanja u prostorno centriranoj kubnoj rešetki (A2)

Slika 2.9 Pravci i ravni klizanja u heksagonalnoj gusto pakovanoj rešetki (A3)

Npr. u površinski centriranom kubnom sistemu (A1) najgušće su posednute ravni tipa {111} i pravci tipa <110> (sl. 2.7). U prostorno centriranom kubnom sistemu (A2) najgušće su posednute atomima ravni tipa {110}, {211} i {321}, a najgušće po-sednut je pravac tipa <111> (sl. 2.8). U ovim sistemima najpovoljnija ravan zavisna je 1 Od mogućih sistema klizanja u kristalu, klizanje će početi na onom za kojeg je potrebna najmanja komponenta razloženog napona (komponenta nastala razlaganjem opterećenja).


49

od temperature. Npr. za temperaturu ispod Tt/4 (Tt- temperatura topljenja u Kelvini-ma), jesu preferirane ravni {211}, za temperaturu u intervalu Tt/4 - Tt/2 ravni {110}, a pri višim temperaturama ravni {321}. Kod heksagonalnih sistema (A3) najgušće je posednuta atomima osnovna ravan elementarne rešetke, a najgušće posednuti pravci leže u toj ravni (sl. 2.9). Proizvod brojeva ravni klizanja i pravaca odredjuje broj sis-tema klizanja. Metali strukture A1 imaju 4 ravni klizanja i u svakoj ravni po 3 pravca što daje (4×3) = 12 sistema klizanja, metali strukture A2 imaju (6×2) = 12 sistema kli-zanja i metali strukture A3 imaju (1×3) = 3 sistema klizanja. To je u skladu i sa empi-rijskom činjenicom da metali Au, Ag, Cu, Al, Pb (rešetka A1) imaju znatno veću plas-tičnost nego metali Zn, Mg, Cd (rešetka A3).

2.2.2 Kritičan napon klizanja

Napon potreban za klizanje u odredjenoj ravni klizanja, naziva se kritičan napon klizanja (τkr). Uz pretpostavku da se klizanje ostvaruje kao medjusobno pomeranje dva čvrsta tela (to znači duž cele klizne ravni istovremeno), može se veličina τkr pro-računati iz medjuatomnih sila. Najmanje trajno pomeranje jednog sloja atoma u odno-su na susedni sloj jeste takvo pri kojem se atomi premeštaju za jedno medjuatomsko rastojanje u pravcu delovanja napona. Pri svom kretanju iz jednog čvora rešetke do susednog čvora atom je izložen silama različitih veličina i smerova. Pri malim otklo-

nima od polaznog položaja preovladjuju si-le koje teže da atom vrate opet u početni položaj; pri velikim otklonima koji prevazi-laze polovinu medjuatomnog rastojanja, preovladjuje sila od susednog atoma, tj. sila obrnutog smera; u srednjem položaju iz-medju susednih čvorova rezultujuća sila je jednaka nuli. Pretpostavimo zato, da sila koja deluje na atom koji se kreće od jednog čvora do drugog ima sinusoidalni oblik (sl. 2.10). Da bi se takvo pomeranje atoma os-tvarilo, mora smičuća komponenta spoljne sile prekoračiti maksimum koji leži na uda-ljenosti x = a/4 od polaznog položaja O. Potrebna veličina sile na jediničnoj površini kristalografske ravni (tj. kritičnog napona klizanja) može se izvesti iz sinusne jedna-čine koja ima oblik:

⋅=

axA πτ 2sin . (2.7)

Za male otklone (ali konačne) od poče-tnog položaja važi Hukov zakon:

+F

0

-F

a/4

a/2

Medjuatomska udaljenost

Fx

F

a

γ

a

Slika 2.10 Tok sile potrebne za pomeranje atoma iz ravnotežnog položaja


50

γτ ⋅=G , (2.8)

u kome se smičuća deformacija može prema slici 2.10 izraziti kao:

ax

=γ . (2.9)

Za x = 0 mora biti tangenta na sinusnu liniju jednaka prvom izvodu Hukovog za-kona:

,2cos2

00 aG

axA

ax xx

=

⋅⋅⋅=

∂∂

==

ππτ (2.10)

ili ,aGA

a2

=⋅π (2.11)

pa je 2GAπ

= . (2.12)

Posle zamene:

⋅⋅=

axG π

πτ 2sin

2, (2.13)

maksimalna vrednost napona dobija se iz uslova:

πτ

τ2

;0 maxG

x==

∂∂ . (2.14)

Vrednost modula elastičnosti na smicanje je npr. za gvoždje oko 7·104 MPa; to znači da bi napon potreban za izazivanje plastičnih deformacija bio oko 10000 MPa. Stvarni kritični napon klizanja eksperimentalno odredjen kod masivnih mo-nokristala čistih metala je 100 do 1000 puta manji. Razlog ovom neslaganju izme-dju proračunatih i izmerenih vrednosti kritičnog napona klizanja je pogrešna pret-postavka iz koje je proračun izveden. Bilo je usvojeno klizanje u savršenom krista-lu sa idealnom kristalnom rešetkom pri čemu se jedan deo po drugom kretao kao kruta celina. Pri klizanju u realnim uslovima ne dolazi do pomeranja atomnih slo-jeva kao celine, već postupnim premeštanjem relativno malog boja atoma; to po-meranje može se uporediti sa talasnim kretanjem ravni klizanja. Omogućeno je pri-sustvom i kretanjem dislokacija u kristalu. Zbog veoma velike gustine dislokacija u rešetki metala, postoji verovatnoća da se u ravni klizanja pojave ivične dislokacije čiji se Burgersov vektor poklapa sa pravcem napona što olakšava klizanje. Dislo-kacione linije u kristalu su zone povišene energije, te se delovanje i relativno malih tangencijalnih napona sabira (superponira) sa unutrašnjim naponima što inicira kre-tanje dislokacije, a time i klizanje (sl. 2.11).


51

1 F 2 F 3 F 4

pravac klizanja

Slika 2.11 Shema mehanizma klizanja; 1-4 etape klizanja

Premeštanje dislokacija bilo ivičnih ili zavojnih (sl. 2.12) dovodi do klizanja samo malog broja okolnih atoma, dok je za klizanje u idealnom kristalu potrebno jednovre-meno premeštanje svih atoma u tangencijalnoj ravni. Primenjujući analogiju sa zako-nima mehanike, olakšanje klizanja dislokacijama može se uporediti sa prelaskom od trenja klizanja na trenje kotrljanja. Kod monokristala kretanje dislokacija se zaustavlja zbog defekata kristalne rešetke na granicama subzrna, prisustva stranih atoma ili pre-secanja dislokacionih linija. Time se objašnjava ograničenje veličine klizanja u jed-nom pravcu. Blokiranje kretanja dislokacija na nekim linijama klizanja praćeno je po-većanjem otpornosti na smicanje u ravni klizanja. U skladu sa postupnim plastičnim deformisanjem raste otpor metala protiv daljeg deformisanja - kristal podleže ojača-nju. Veličina i brzina tog ojačanja zavisi od kristalne strukture. Metali strukture A3 (Zn, Mg, Ti, Zr, Cd, Co) neznatno ojačavaju nezavisno od temperature, nešto više ojačavaju metali strukture A1 (Ag, Al, Cu, γ- Fe, Ni, Pb), a najviše ojačavaju metali strukture A2 (α- Fe, Cr, Mo, V, W, Nb, Ta). Posebna plastičnost nekih metala npr. Au, Ag, Cu, Pt ne može se objasniti samo gustinom dislokacija u nedeformisanom kristalu, već i razmnožavanjem dislokacija pri plastičnom deformisanju.

a) b) c)

Slika 2.12 Klizanje izazvano kretanjem zavojne dislokacije kroz kristal


52

2.3 Metodi ispitivanja metala i legura

2.3.1 Mehaničke osobine materijala

Delovi mašina i uređaja izloženi su u eksploatacionim uslovima različitim vrs-tama opterećenja, a ponekad i povišenim ili sniženim temperaturama ili pak koro-zionom dejstvu. Da bi se ustanovio "odgovor" materijala na razne uslove spoljnjeg opterećenja neophodna su laboratorijska ispitivanja, koja kad je reč o mehaničkim osobinama treba da budu maksimalno prilagođena realnim uslovima u kojima de-lovi rade. Testiranjem materijala ne dobijaju se samo podaci potrebni za projekto-vanje i konstrukciju delova mašina već i neke karakteristike koje se odnose na mo-gućnost prerade poluproizvoda u finalne proizvode. Jednom rečju mehaničke oso-bine metala obuhvataju svojstva otpornosti i svojstva deformacije.

Budući da se ispitivanju mehaničkih osobina posvećuje veliki deo vremena na laboratorijskim vežbama, ovde će biti iznete samo opšte napomene koje se odnose na: • Ispitivanje zatezanjem, • Merenje tvrdoće, • Odredjivanje udarne žilavosti, • Određivanje dinamičke izdržljivosti, • Ispitivanje na povišenim temperaturama.

2.3.1.a Ispitivanje zatezanjem

Zasniva se na sporom zatezanju uzorka standardnog oblika i dimenzija na ured-jaju koji se zove kidalica. Ona je opremljena dinamometrom za merenje sile i pisa-čem koji u svakom momentu zapisuje zavisnost izduženja od sile. Pomoću podata-ka zabeleženih pri ispitivanju (sl. 2.13) i izmerenih na prekinutom uzorku određuju se: • Jačina na kidanje, Rm, MPa (Zatezna čvrstoća), • Napon tečenja, R0,2, MPa (Gornja granica tečenja, ReH), • Izduženje A5, A10, % (Indeksi se odnose na radnu dužinu), • Suženje Z, % (Kontrakcija), • Modul elastičnosti E, MPa.

Jačina je pokazatelj kvaliteta materijala, koji se ne koristi kao proračunska ve-ličina kod duktilnih materijala. Ipak se uporednim ispitivanjima više uzoraka mogu prema jačini ustanoviti eventualne unutrašnje metalurške greške (poroznost, neme-talni uključci).


53

Napon tečenja je najvažnija veličina za proračun (dimenzionisanje) mašinskih delova. Najveći nivo napona kojim se deo sme opteretiti mora biti niži od napona tečenja, što se za odgovorne konstrukcije definiše stepenom sigurnosti. S obzirom na značaj napona tečenja potrebno je objasniti kako se on određuje. Kod mekih1 če-lika (sl. 2.13a) taj se napon direktno očitava sa dijagrama σ−ε i odgovara gornjem naponu tečenja koji se označava sa Re, MPa. Kod drugih vrsta čelika ne može se u toku ispitivanja zatezanjem direktno uočiti napon tečenja. Budući da i pri najma-njem opterećenju nastaju lokalne plastične deformacije, postavlja se pitanje koliko se najviše plastično izduženje može tolerisati, a da rad konstrukcije ne bude ugro-žen. Usvojena je za čelik trajna deformacija od 0.2%, a napon potreban za tu de-formaciju zove se tehnički (ili konvencionalni) napon tečenja, R0.2 (sl. 2.13b).

Za druge legure (Al, Cu, Mg) grafik σ-ε počinje da se krivi već pri niskom na-ponu te se uzima da naponu tečenja odgovara trajna deformacija od 0.5%. Stoga se u ovom slučaju tehnički napon tečenja označava sa R0.5.

Izduženje (A5, A10) može biti bolji pokazatelj metalurškog kvaliteta čelika nego jačina, jer u slučaju poroznosti ili nemetalnih uključaka A drastično opada. Pri rela-tivno niskom opterećenju proizvod A10×Rm je indikator žilavosti čelika.

Suženje Z je bitan pokazatelj obradljivosti metala plastičnim deformisanjem.

Procentualno izduženje

Napon Napon

formiranjevrata

prekid

elast. plast.

Procentualno izduženje

P

VP

M M

αtgα=E tgα=Eα

ReH

Rm

Rp (

R0,

2)

0,2%0 0

C

C

a) b)

Slika 2.13 Dijagram σ-ε za: a) mek čelik i b) tvrd čelik

Modul elastičnosti. Pri zameni jednog materijala drugim uvek se mora uzeti u obzir ne samo jačina već i modul elastičnosti. To je karakteristika koja određuje ugib odnosno krutost određenog mašinskog dela. Na primer aluminijumska osovi-nica će se istegnuti tri puta više nego čelična pri istom opterećenju jer je EAl = 69000 MPa, a Eč = 207000 MPa. Modul elastičnosti ne menja se sa prome-nom jačine čelika (npr. zbog legiranja, hladnog ojačanja, termičke obrade), već uvek ostaje Eč = 207000 MPa pri sobnoj temperaturi. Pri temperaturi oko 650°C, modul elastičnosti opada do oko 60000 MPa. Stoga se može reći da je modul elas-

1 Termin "mek" čelik upotrebljava se u smislu niskougljenični čelik (C < 0.25%).


54

tičnosti stalna veličina za grupu legura (ima određenu vrednost za čelike, drugu za legure Al, treću za legure Cu, …) ali linearno opada sa porastom temperature.

Pored modula elastičnosti još se određuje modul klizanja G i redje zapreminski modul K:

2(1 )EGυ

=+

i 3(1 2 )

EKυ

=−

, gde pKV

= −∆

pokazuje smanjenje zapremine

pri dejstvu svestranog (hidrauličnog) pritiska (υ je Poasonov koeficijent). Ova tri koeficijenta elastičnosti E, G, K pokazuju kako materijal reaguje na

naponsko deformaciono polje, zavisno od Poasonovog koeficijenta x

y

ευε

= − .

(Elastična deformacija xε poklapa se sa pravcem dejstva sile, a yε je upravna na tu silu).

Dijagram stvarni napon-stvarna deformacija (σst-εst)

Podatke potrebne za konstruisanje dijagrama σst-εst, teže je dobiti nego podatke za izradu tehničkog dijagrama σ-ε, te se stoga stvarni dijagram redje koristi, uglav-nom za razvojne i istraživačke svrhe.

Razlika proističe zbog toga što se u tehničkom dijagramu napon izračunava pod pretpostavkom da poprečni presek A0 ostaje konstantan u toku opterećenja. Ako se prečnik ispitivanog uzorka meri više puta pri porastu sile može se uočiti da se on smanjuje, pa se računa trenutna površina (A), odnosno stvarni napon:

sila .stvarna površina u funkciji vremenastσ =

Takodje je potrebno izračunavati stvarnu jediničnu deformaciju, sukcesivnim sabiranjem priraštaja ∆l deljenog sa trenutnom dužinom l. Tako se dobija logari-

tamska deformacija AA

ll

st0

0

lnln ==ε . Zadnji odnos proizilazi iz uslova da zap-

remina metala u toku deformisanja ostaje približno konstantna 0 0 .V A l A l const= ⋅ = ⋅ = , (A0, l0 – početne vrednosti, A, l – trenutne vrednosti).

Između stvarnog napona i deformacije u zoni plastičnosti ustanovljena je zavi-snost: nk εσ ⋅= , gde je k- konstanta zavisna od materijala, a n- koeficijent defor-macionog ojačanja. Za tehnički čist aluminijum u žarenom stanju dobijena je rela-cija 0.2180σ ε= ⋅ , a za meki čelik 0.26560σ ε= ⋅ .

Ako se opšti izraz nk εσ ⋅= logaritmuje dobije se jednačina: ln lnn kσ ε= + , što u duplo-logaritamskom koordinatnom sistemu odgovara jed-načini prave linije ( )y mx b= + . U zoni elastičnosti, normalno se ne razlikuju stvarni i tehnički naponi (sl. 2.14) jer je A0 = A.


55

Za nekoliko karakterističnih limo-va: od legura aluminijuma, umirenog niskougljeničnog čelika i nerđajućeg feritnog čelika prikazane su linije de-formacionog ojačanja na slici 2.15. Sa slike se jasno vidi da se meki čelični limovi (krive 1 i 2) i limovi Al - legu-ra(krive 8 i 9) mogu upotrebiti za du-boko izvlačenje jer su potrebne relati-vno male sile za veliko deformisanje. Kad je u pitanju nerdjajući feritni čelik (17% Cr, 0.1% C- kriva 7) i niskolegi-rani termopostojani čelici (žaren - kri-va 5 i toplo valjan i nomalizovan- kri-va 6), nastaje veliko deformaciono ojačanje, pa je tehno-ekonomski nera-cionalna izrada otpresaka od tih limo-va.

Između stvarnih napona i defor-macija sa jedne strane i tehničkih sa druge strane postoje veze:

(1 )stσ σ ε= + i ln(1 )stε ε= + .

5

6

7

8

3 89

122

0.01 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.20

150

100

80706050

40

30

Stvarna deformacija

Stva

rni n

apon

, ×6

.9, MPa

Slika 2.15 Dijagram stvarni napon-deformacija u duplo - logaritamskom sistemu

2.3.1.b Merenje tvrdoće

Tvrdoća se definiše kao otpor prodiranju utiskivača koji je tvrdji od ispitivanog materijala. Kod metalnih materijala postoji jaka korelacija izmedju elastičnosti i

Tehnička ili stvarna deformacija, %

Prekid

Kriva tehnički napon-deformacija

Kriva stvarni napon-deformacija

Tehn

ički

ili s

tvar

ni n

apon

×6.

9, MPa

20 40 60 80 1000

20

40

60

80

100

120

140

Prekid

Slika 2.14 Uporedni prikaz grafika σ-ε i σst-εst


56

tvrdoće, pa zato i veličina odskoka može poslužiti za procenu tvrdoća po tzv. skle-roskopskoj metodi.

Najčešće se tvrdoća tehničkih metala odredjuje po Brinelu, Vikersu i Rokvelu (sl. 2.16).

Brinelova tvrdoća (HB) meri se na ravnom uzorku utiskivanjem čelične ili volframske kuglice prečnika D = 10, 5, 2.5 mm. Na kuglicu se preko sistema polu-ga i tegova deluje opterećenjem 2F K D= ⋅ , daN. Za čelike se uzima K = 30, a za mekše materijale (neželezne) usvaja se K = 10, 5, 1.5 ili 1. Pri pravilno odabranoj sili, prečnik otiska d treba da bude u granicama: (0.25 0.6)d D= − . Na osnovu F, D i prečnika otiska d, izmerenog na mikroskopu ugradjenom u Brinelov aparat, računa se tvrdoća:

( )2 2

2FHBD D D dπ

=− −

.

Najveća tvrdoća koja se može meriti sa utiskivačem od kaljene čelične kuglice je 450 HB, a sa kuglicom od sinterovanih volframskih karbida, ta je granica 750 HB. Izmedju jačine na kidanje konstrukcionih čelika u normalizovanom stanju i tvrdoće HB ustanovljena je empirijska veza (3.4 3.6)mR HB= − .

Izgled utiskivača Metoda Utiskivač Bočni pogled Pogled odozgo

Opterećenje Formula za izračunavanje tvrdoće

Brinel

Kuglica od čeli-ka ili volfram karbida prečni-ka 10 mm

D

d

d F 2 2

2( )

FHBD D D dπ

=− −

Vikers Dijamantska piramida

136°

d 1 d1

F 2

1.854HVd

=

Knup Dijamantska kupa

t

l / b=7.11b / t=4.00

b

l

F 214.2HK

l=

Rokvel A C D

Dijamantska kupa

120°

t

d 60 kg

150 kg 100 kg

HRA = HRC = HRD =

100-500 t

B F G

1/16" prečnika čelične kuglice

E 1/8" prečnika čelične kuglice

t

d

100 kg 60 kg

150 kg 100 kg

HRB = HRF = HRG = HRE =

130-500 t

Slika 2.16 Metode merenja tvrdoće

Vikersova tvrdoća (HV) meri se pomoću dijamantske piramide sa uglom pri vrhu od 136º koja se utiskuje pod opterećenjem od 5, 10, 20, 30, 50, 100 daN, od-


57

nosno preko poluge na koju deluju tegovi od 5, 10, 20, 30, 50 i 100 kg. Tvrdoća po Vikersu izračunava se prema izrazu:

2

1.854FHVd

= ,

gde je d, mm- aritmetička sredina dve izmerene dijagonale kvadratnog otiska. Oči-tavanje dimenzija otiska obavlja se na mikroskopu ugradjenom u aparat za merenje tvdroće.

Metoda po Vikersu naročito je pogodna za kontrolu tvrdoće veoma tvrdih površina kao što su kaljene, cementirane, nitrirane ili difuziono metalizirane. Pored toga mogu se meriti tvrdoće tankih predmeta ako se primene mala opterećenja ko-jima se deluje na utiskivač.

Tvrdoća HV bliska je tvrdoći HB u granicama 250-600; izvan ovog intervala tvrdoće se znatno razlikuju, te za prevodjenje jedne u drugu služe uporedne tablice.

Na kraju treba naglasiti da je na metodi Vikers zasnovano merenje mikrotvrdo-će sa veoma malim opterećenjem reda veličine od nekoliko stotina grama. Za veo-ma tvrde materijale miktrotvdoća se meri metodom Knupa sa dijamantskim utiski-vačem koji ostavlja otisak u obliku romba.

Rokvelova tvrdoća (HRC, HRB) meri se direktnim očitavanjem na skali apa-rata. Utiskivač kod metode HRC je dijamantska kupa sa uglom od 120º. Najpre se ručnim okretanjem pritiskivača uvodi predopterećenje od 10 daN, a zatim pomoću poluge standardno opterećenje od 140 daN. Posle uklanjanja glavnog opterećenja očitava se HRC, i najzad uzorak potpuno rasterećuje. Može se približno uzeti da je

tvrdoća 110

HRC HB≅ . Druga skala HRB upotrebljava se za merenje tvrdoće rela-

tivno mekših materijala (HB < 400). Kao utiskivač koristi se čelična kuglica preč-nika 1/16 inča na koju se deluje pomoćnim i glavnim opterećenjem od (10+90) daN. Merenje tvrdoće po Rokvelu je veoma brzo, a otisak je gotovo nevidljiv.

Skleroskopska tvrdoća ili tvrdoća po Šoru (HSh) odredjuje se prema visini elastičnog odskoka malog tega koji slobodno pada sa odredjene visine. Posle mere-nja ne ostaju nikakvi tragovi, koji bi mogli delovati kao inicijalne prsline kod di-namički opterećenih delova. Kontrola pokazivanja Šorovog skleroskopa obavlja se pomoću etalon-pločica poznate tvrdoće date u jedinicama HSh ili HB.

2.3.1.c Udarna žilavost i žilavost loma

Energija koja se utroši pri udarnom savijanju je merilo osetljivosti materijala na lokalnu koncentraciju napona. Ispitivanje udarne žilavosti prvi je uveo Šarpi (Charpy) i definisao je kao rad potreban za prelom probnog uzorka preseka 1 cm2, koji sadrži žleb propisanih dimenzija. Ovako definisana veličina udarne žilavosti nema fizički karakter, pa rezultati mogu biti uporedivi samo ako su dobijeni na is-tim probnim uzorcima i u istim uslovima. Metali skloni krtom lomu razaraju se pri malom utrošku energije i gotovo bez vidljive deformacije na mestu preloma.


58

Što se tiče probnog uzorka, najvažniji je žleb koji je urezan po-prečno na sredini uzorka. Tako se lokalizuje mesto preloma i stvaraju uslovi za krti lom čak i kod žilavih materijala. Prema obliku žleba (za-reza), žilavost odredjena na uzor-cima 10×10 mm i klatnu raspoloži-ve energije od 300 J (sl. 2.17) oz-načava se sa KU i KV, što znači da je u pitanju U- žleb dubine 5 mm, odnosno V- žleb dubine 2 mm. Po-red toga, rezultati ispitivanja u ve-likoj meri zavise od temperature probnog uzorka, naročito kod meta-la sa kristalnom rešetkom tipa A2 ili A3 (za čelik, odnosno za Zn i njegove legure). Kod ugljeničnih čelika, sa snižavanjem temperature, žilavost naglo pada u uskom tem-peraturskom intervalu što pokazuje slika 2.18. Na krivoj se uočava

prevojna tačka koja odredjuje prelaznu temperaturu, kao granicu žilavog i krtog loma.

Jedna od najboljih ilustracija o uticaju prelazne temperature je havarija brodova Liberti (Liberty) proizvodjenih u toku Drugog svetskog rata. Svi su brodovi bili iz-radjeni od niskougljeničnih čelika koji su pokazali dobra svojstva plastičnosti pri statičkom ispitivanju zatezanjem (pokazatelj A10×Rm). I pored toga, kod četvrtine od ukupnog broja ovih brodova pojavile su se prsline, a kod nekih i prelamanje na dva dela još dok su bili usidreni u luci. Detaljnim ispitivanjima došlo se do zaklju-

čka da je havarija nastala zbog kon-centracije napona izazvane otvorima na palubi i bliskosti prelazne tempe-rature čelika i okolne temperature u luci. Pokazalo se da rezultati ispiti-vanja po Šarpiju nisu dovoljni za procenu pouzdanog rada konstrukci-je u realnim uslovima. Zato je uve-den dinamički test kidanja (Dyna-mic Tear Test) koji se izvodi na uzorcima različitih preseka izlože-nih dejstvu energije slobodnog pada tega odredjene mase.

Slika 2.17 Šarpijevo klatno za ispitivanje žilavosti

Krt Žilav

Materijali velike jačine

Prelazna temperatura

Rešetka A1

Metali rešetke A2,keramika, polimeri

Temperatura

Ener

gija

uda

ra

Slika 2.18 Zavisnost udarne žilavosti od temperature za različite materijale


59

Čisti metali i jednofazne legure imaju veću žilavost nego legure sa više faza. Bitan je i oblik u kome se izlučuju sekundarne faze, jer jer su se zrnasti oblici po-kazali znatno žilavijim nego lamelarni.

Žilavost loma KIC

Proračun mašinskih delova dugo se zasnivao na naponu tečenja i stepenu si-gurnosti. Pored toga što su radni naponi bili niži od dozvoljenih dolazilo je do iz-nenadnih lomova, naročito u uslovima ravanskog stanja deformacija1. Lom nastaje zbog rasta inicijalnih prslina na mestima uključaka i drugih diskontinuiteta, na koje su posebno osetljivi metali visokog napona tečenja i velike jačine. Zato je za ovu klasu materijala uveden pojam žilavost loma, koji se odnosi na otpor širenju prsli-ne. Savremene metode defektoskopije (ultrazvučne, radiografske) omogućuju da se otkriju prsline veće od 0.51 mm, što znači da se greške manjih dimenzija moraju prihvatiti i propisati nivoi napona koji neće širiti prsline. Veza izmedju napona koji dovodi do oštećenja (σf, MPa) i žilavosti loma ( MPa m ) data je izrazom:

IC

f

aY KW

aσ

π

⋅ =

⋅,

gde je: a- dužina ivične prsline (1/2 dužine za centralnu prslinu); Y (a/W)- faktor oblika zavisan od geometrije konstrukcionog dela.

Uticaj žilavosti loma na dozvoljenu dužinu prsline može se objasniti na prime-ru dva čelična nosača od istog niskolegiranog čelika, ali drukčije termički obradje-na (sl. 2.19). Oba nosača kaljena su na martenzit, a zatim je nosač A otpušten pri

427ºC, a nosač B pri 260ºC, što daje različite napone tečenja. Pošto se debljina oba nosača proračunava iz uslova da radni napon bude 60% od odgovarajućeg napona tečenja, to će se oni razlikovati u debljini B i drugim karak-teristikama, prema tablici:

1 Ravansko stanje deformacija izazivaju naponi koji dovode do pojave deformacija u dva medjusobno upravna pravca; treća komponenta deformacije, upravna na ravan je jednaka je nuli.

L

Zatezanje

a

B

Zatezanje

W

Slika 2.19 Pravougaoni čelični nosači opterećeni na zatezanje


60

Dimenzije nosača Nosač A Nosač B

L 0.406 m 0.406 m W 0.102 m 0.102 m B 0.018 m 0.015 m Osobine materijala Tot = 427ºC Tot = 260ºC Napon tečenja R0.2, MPa 1318 1573 Dopušteni napon σd, MPa 794 945 Žilavost loma KIC, MPa m 107 56.1

Pomoću izraza za σf izračunava se kritična dužina prsline koja se može toleri-sati, a da ne dovede do katastrofalnog loma. Aproksimativno, za grubu procenu,

uzima se Y = 1, što daje 2

1 ICC

d

Kaπ σ

=

, odnosno 0.0058 5.8 ACa m mm= = i

0.00112 1.12 BCa m mm= = . Tačniji rezultati ( 4.34A

Ca mm= , 0.89BCa mm= ) dobi-

jaju se uzimanjem u obzir i faktora oblika Y, definisanog u Mehanici loma. Na kraju se može zaključiti da za procenu radnog veka nekih mašinskih delova

nije presudan stepen sigurnosti u odnosu na napon tečenja već kritična veličina gre-ške. To pokazuje dopuštena dužina prsline u nosaču B, koja je pet puta manja nego u nosaču A.

2.3.1.d Odredjivanje dinamičke izdržljivosti

Analizom brojnih preloma mašinskih delova koji su dugo bili izloženi naizme-nično promenljivom opterećenju (npr. klipnjača, osovina i sl.), ustanovljeno je da radni naponi nisu prelazili napon tečenja. Pošto lomovi nisu nastali zbog unutraš-njih grešaka (porozna mesta, nemetalni uključci) pretpostavilo se da je došlo do zamora materijala usled dugotrajnog rada. Tipičan primer loma usled zamora dat je na sl. 2.20.

Budući da su mnogi delovi mašina opterećeni promenljivim naponima, dinami-čka izdržljivost je od suštinskog značaja kako pri izboru materijala tako i pri dime-zionisanju delova. Laboratorijskim ispitivanjima uzorka poliranih površina na ma-šinama koje se zovu pulzatori, dobijaju se Velerove krive (sl. 2.21), nazvane prema autoru (Wöhler) koji je prvi ispitivao zamor vagonskih osovina. Ispitivanje se oba-vlja sa različitim nivoima promenljivih napona, koji dovode do loma posle odred-jenog broja ciklusa ponovljenih opterećenja.

Na slici 2.21 prikazana je Velerova kriva za čelik (sl. 2.21a) i za leguru alumi-nijuma (sl. 2.21b). Uočava se da za čelik, pri naponu σ ≈ 500 MPa, broj ciklusa može biti veoma veliki (N = 106-107), a da se ne pojavi opasnost od loma. Ta gra-nična vrednost napona koju materijal praktično izdržava bez obzira na broj ciklusa


61

ponovljenih opterećenja zove se di-namička jačina (dinamička čvrstoća, dinamička izdržljivost).

Drukčiji je oblik krive σ-N za le-gure aluminijuma i drugih neželeznih metala (sl. 2.21b). Kod njih dinamič-ka jačina stalno opada sa porastom N, tako da se ona mora vezati za na-pon koji materijal izdržava do odred-jenog broja ciklusa.

Pošto su ispitivanja na zamor du-gotrajna i skupa pokušalo se da se povežu dinamička izdržljivost i jači-na. U tom smislu odredjuje se stepen zamaranja kao odnos dinamičke iz-držljivosti i jačine na kidanje (RD/Rm = 0.45-0.25 zavisno od vrste materi-jala). To je samo orijentaciona ocena jer na dinamičku izdržljivost ne utiče samo vrsta materijala već i:

• koncentratori napona (radijusi zaobljenja, zarezi, nemetalni uključci), • površinska hrapavost uslovljena mašinskom obradom, • zaostali površinski naponi i • agresivnost sredine (elektrolitička i gasna korozija).

104 105 106 107 108

Broj ciklusa, N

Dinamičkačvrstoća

Legura aluminijuma(termički obradjena)Legura aluminijuma

(4%Cu, 0.6%Mn, 1.5%Mg)

Čelik (0.4%C, 0.7%Mn, 0.25%Si, 1.85%Ni, 0.3%Cr, 0.25Mo)

Nap

on, MPa

100

200

300

400

500

600

700

a

b

Slika 2.21 Velerova kriva: a) za čelik i b) za legure aluminijuma (Al-Cu)

Slika 2.20 Zamorni lom započet na žlebu za klin (donji deo) i zamorni nasilni lom (gornji deo)


62

Pored dinamičkog zamora, kod nekih vrsta keramika i stakla može nastati i tzv. statički zamor. Navedeni materijali za neko vreme dobro izdržavaju odredjeno sta-tičko (nepromenljivo) opterećenje, a zatim postepeno propadaju. Uzrok tome su hemijske reakcije potencirane atmosferskom vlagom i aerosolima1 kao i visokim površinskim pritiscima.

2.3.1.e Ispitivanje zatezanjem na povišenim temperaturama

Ispitivanja metala i njihovih legura na povišenim temperaturama mogu se izve-sti sa većim ili manjim brzinama deformisanja. U prvom slučaju dobijaju se podaci za procenu mogućnosti prerade metala plastičnom deformacijom. Samo ispitivanje obavlja se na mašini za ispitivanje zatezanjem, opremljenom pomoćnim uredjajem za grejanje i merenje temperature. Odredjuju se iste karakteristike kao pri zatezanju na sobnoj temperaturi.

Daleko veći značaj imaju ispitivanja pri malim brzinama deformisanja. Pokaza-lo se da trajna deformacija materijala koji rade na povišenim temperaturama nasta-je pri znatno nižem naponu od granice tečenja, i da je zavisna od vremena. Ova vrsta deformacije na povišenoj konstantnoj temperaturi pri konstantnom naponu (σ < R0.2 ≈ const) zove se puzanje (creep). Kod mnogih konstrukcija koje rade na povišenim temperaturama veoma je važno održavanje stalnih dimenzija delova u predvidjenom periodu eksploatacije. Kao primer mogu se navesti lopatice parnih turbina koje za oko 10 godina rada ne smeju promeniti svoje dimenzije više od 0.1%. Zbog toga ispitivanja na povišenim temperaturama omogućuju pravilan iz-bor materijala otpornog na deformisanje i proračun radnog preseka da se spreče

prekomerne deformacije. Rezultati ispitivanja na poviše-

nim temperaturama, dobijeni pri raz-ličitim konstantnim naponima i tem-peraturama, prikazani su na sl. 2.22. Sa srednjeg grafika uočavaju se tri faze puzanja karakteristične za sred-nji nivo napona i srednju tempe-raturu: u fazi I tečenje se odvija ubr-zano, u fazi II puzanje je ustaljeno, a u fazi III puzanje je opet ubrzano i prethodi lomu.

Iz dijagrama puzanja uglavnom se odredjuju tri karakteristične veli-čine: • Jačina na puzanje, tj. napon ko-

ji, pri datoj temperaturi, dovodi

1 Aerosoli - suspenzije tečnih ili čvrstih čestica prečnika 1-3 µm (pa i manje) u vazduhu. Rastvorene tečne čestice obrazuju maglu, a čvrste dim.

×

×

Vreme, (Log t)

Uku

pno

izdu

ženj

e, ε

Prekid

PrekidNajviši napon ilitemperatura

Srednji napon ilitemperatura

Nizak napon ilitemperatura

Faza I

Faza II

Faza III

∆t∆ε

∆t∆ε

Slika 2.22 Tipične krive puzanja


63

do minimalne brzine puzanja, • Trajna jačina na puzanje, tj. napon koji posle odredjenog vremena dovodi do

loma pri datoj temperaturi i

• Brzina puzanja pvtε∆

=∆

, koja omogućuje proračun vremena rada dela do poja-

ve velikih deformacija. Nagib krive u fazi II definiše minimalnu brzinu puzanja. Važna pojava koja prati puzanje jeste relaksacija napona, zaostalih pri preradi

metala (npr. livenjem, zavarivanjem, i sl.). Ovi su naponi posledica neravnomernog temperaturskog polja, a ne spoljašnjeg opterećenja. Zaostali naponi uvek proizvode i lokalne elastične deformacije, slično kao kad se uzorak drži zategnut u kidalici. Zagrevanjem do temperature puzanja, elastične deformacije prelaze u plastične, tj. nastaje rasterećenje (relaksacija). Sa temperature relaksacije neophodno je sporo hladjenje do sobne temperature, da bi se sprečile nove elastične deformacije zbog neravnomerne temperature u fazi hladjenja.

2.4 Obrada metala na hladno, oporavljanje i rekristalizacija

Veći deo mehaničkog rada (oko 95%), unetog pri deformisanju metala na hladno, pretvara se u toplotu, dok se preostala energija akumulira što dovodi do povečanja po-tencijalne energije atoma i njihovog pomeranja iz ravnotežnog položaja. Osim toga raste količina defekata kristalne rešetke: neuredjenost granica zrna, broj vakancija i di-slokacija. Zbog elastičnih deformacija kristalne rešetke javljaju se i zaostali naponi, koji doprinose deformacionom ojačanju. Metal ojačan na hladno termodinamički je nestabilan, a njegovim zagrevanjem nastaje oporavljanje i rekristalizacija. Metal omekšava u zavisnosti od temperature zagrevanja i vremena zadržavanja na toj tempe-raturi. Pri tome nastaju bitne promene mikrostrukture; umesto izduženih zrna formi-raju se zrna istih dimenzija u svim pravcima (tzv. ekviaksijalna zrna).

Kao što je već bilo navedeno, plastična deformacija metala karakteriše se trajnim promenama dimenzija i oblika. Pored trajne promene oblika, dalje posledice plastične deformacije jesu promene mikroskopske i submikroskopske strukture, koje se ispolja-vaju znatnim promenama osobina metala i legura. Posle plastične deformacije kliza-njem, kod pojedinih deformisanih zrna pojavljuju se linije klizanja, koje se mogu uo-čiti pod mikroskopom na površini plastično deformisanog uzorka, poliranog pre de-formisanja (na preseku u unutrašnjim oblastima nisu te linije uočene). Selektivno po-meranje delova kristala po liniji klizanja dostiže vrednost reda 1000 medjuatomnih ra-stojanja, a zatim biva zaustavljeno.

2.4.1 Deformaciono ojačanje

Na dijagramu napon-deformacija za ugljenični čelik (sl. 2.23) uočava se fenomen deformacionog ojačanja u zoni plastičnih deformacija. To se može potvrditi zaustav-


64

ljanjem zatezanja u tački A i dodatnim eksperimentom zatezanja do zone plastičnosti čelične šipke (napon tečenja ovog čelika je R0.2 = 345 MPa i jačina Rm = 690 MPa). Ako se na mašini za ispitivanje zatezanjem (kidalici) šipka optereti do napona σA = 552 MPa koji leži izmedju granice tečenja i jačine Rm (sl. 2.23a) i zatim šipka iz-vadi iz čeljusti mašine i naknadno izloži zatezanju (sl. 2.23b) dobiće se nov napon te-čenja od 552 MPa umesto 345 MPa. U cilju objašnjenja ovog fenomena razmotriće-mo šta se dogodilo na nivou kristalne rešetke. Pod dejstvom napona u zoni plastičnosti (σ > R0.2) nastaje klizanje u povoljno orijentisanim ravnima, što dovodi do obrazova-nja dislokacija i njihovog kretanja. Sa porastom klizanja dolazi do interakcije izmedju dislokacija, njihovog nagomilavanja i ukrštanja. Ovakva struktura otežava ponovno klizanje. Drugim rečima, kada je napon porastao do σA (sl. 2.23a) iskorišćene su sve ravni i dislokacioni položaji za lako klizanje. To znači da pri naknadno uvedenom op-terećenju klizanje može da započne u ravnima koje zahtevaju napon σ > σA. U fizič-kom smislu došlo je do porasta granice elastičnosti i jačine zato što je blokirano kreta-nje atoma koje uslovljava klizanje.

Ovaj fenomen naziva se radno otvrdnjavanje, deformaciono ojačanje ili prerada na hladno (hladna obrada). Termin "na hladno" je relativan jer se odnosi na tempera-turu obrade pri kojoj se ne dešavaju strukturne promene. Reč je u stvari o obradi na temperaturi nižoj od temperature rekristalizacije. To može biti hladno valjanje, preso-vanje, iskivanje i sl. Temperatura rekristalizacije za čelik sa 0.1% C iznosi oko 550°C.

Pri preradi na hladno od velikog je značaja stepen deformacije (prerade) koji se odredjuje tako što se promena površine poprečnog preseka podeli sa početnim prese-

kom (A0) i pomnoži sa 100 0

0

100 ,%A AA

−⋅

.

A B

345

552

Izduženje

Napontečenja

Napontečenja

Isti nagibali višinapon tečenja

Nap

on, MPa

a) b)

Slika 2.23 Ojačanje čelika na hladno

Sa porastom stepena deformacije menja se takodje oblik zrna; početna poliedarska zrna se izdužuju u pravcu preovladjujuće deformacije, a od njih zatim nastaju veoma


65

izdužena vlakna sa relativno malim poprečnim dimenzijama. U toku plastične defor-macije menja se takodje orijentacija rešetke u pojedinim zrnima; kod nedeformisanih zrna je orijentacija zrna obično slučajna (sl. 2.24a), a tokom deformacije se menja u usmerenu (sl. 2.24b). Polikristal se tako približava monokristalu, ali sa veoma veli-kom gustinom greški rešetke. Usmerena orijentacija mreže zrna ponekad se takodje označava kao tekstura. Prema vrsti prerade govorimo o valjanoj teksturi, vučenoj tek-sturi i tsl. Pojava teksture se odražava na znatnu anizotropiju osobina polikristalnih materijala; npr. posle valjanja na hladno znatno se razlikuju osobine lima u pravcu va-ljanja i u upravnom pravcu.

a) b)

Slika 2.24 Orijentacija rešetki i oblik zrna: a) nedeformisani sistem, b) deformisani sistem

Posebna karakteristika promene submikrostrukture posle plastične deformacije je-ste porast gustine grešaka. Sa porastom stepena deformacije povećava se gustina de-fekata, raste otpor protiv dalje deformacije, povećava se napon potreban za dalju de-formaciju, to znači da raste napon tečenja. Slično kao i napon tečenja, rastu takodje jačina na kidanje i tvrdoća; napon tečenja raste brže nego jačina pa se ove veličine sa porastom stepena deformacije medjusobno približavaju (odnos Rm/Re teži jedinici). Svojstva plastičnosti se pogoršavaju i takodje žilavost opada. Navedena promena me-haničkih osobina, kao što je pomenuto naziva se deformaciono ojačanje. Povećanje svojstava otpornosti, koje se može postići plastičnom deformacijom se u tehničkoj praksi relativno često koristi. Pored žarenih materijala isporučuju se takodje materijali ojačani preradom na hladno. To su npr. žice, šipke, trake, limovi, cevi ili razni profili, kod kojih se prema stepenu deformisanja razlikuju stanja: polutvrdo, tvrdo, elastično tvrdo itd.

Povećanje gustine grešaka kristalne rešetke, koje se može postići npr. efektima preoblikovanja, drugim rečima plastičnim deformisanjem, jedan je od načina proizvo-dnje metala velike jačine. Plastična deformacija u kombinaciji sa pogodnom termič-kom obradom daje veoma povoljne mehaničke osobine, koje u suštini zavise od gus-tine defekata kristalne rešetke. Na sl. 2.25 dat je prikaz uticaja gustine grešaka na jači-nu kidanja metalnih materijala. Obrada na hladno, slično kao i ostale mere koje dovo-de do porasta gustine grešaka, predstavlja jednu od mogućnosti za povećanje otporno-sti materijala. Drugi način, kako se približiti ka teorijskoj vrednosti jačine materijala, je težnja da se izradi materijal gotovo savršene kristalne rešetke (vlaknasti monokris-tal).


66

2.4.2 Oporavljanje i rekristalizacija

Promene osobina posle plastične deformacije na hladno koje su posledica po-većane gustine defekata kristalne rešetke, u mnogim slučajevima su poželjne i čes-to se koriste u tehničkoj praksi (npr. vučenje žica na hladno, cevi i sl.). Medjutim te nove osobine materijala, ponekad mogu biti nepoželjne, pre svega zbog smanjenja žilavosti i plastičnosti, što sprečava dalju preradu plastičnim deformisanjem. Mo-gućnosti promene osobina metala ojačanog na hladno zasnivaju se na činjenici da sa porastom stepena deformisanja raste njegova slobodna energija. Atomi koji su sastavni deo dislokacija, imaju veću energiju nego atomi u idealnoj rešetki, pa je zato povećanje gustine dislokacija praćeno povećanjem energije preradjenog meta-la. Budu li po deformaciji stvoreni pogodni uslovi (zagrevanjem deformisanog me-tala), menjaće se raspored atoma u deformisanom metalu tako da se pri tome nje-gova slobodna energija snižava. Posledice prethodnog deformisanja će se postepe-no odstranjivati, a unutrašnja kristalna gradja metala približavaće se početnom sta-nju pre deformisanja. Ta promena uslovljena je pojavama difuzionog karaktera, ko-je su toplotom aktivirane, te će njihov intenzitet zavisiti od temperature. Obično ra-zlikujemo dva stadijuma obnove deformisane kristalne gradje (sl. 2.26c): a) oporavljanje i b) rekristalizacija.

A

B

C D

Gustina grešaka

Jači

na n

a ki

danj

e

Slika 2.25 Shema uticaja gustine strukturnih grešaka na graničnu jačinu; A-teorijska jačina, B- jačina vlaknastih monokristala, C-jačina žarenog materijala, C-D-jačina materijala sa povećanom gustinom grešaka


67

a)

b)

c)

Sopstvenizaostalinaponi

Duktilnost

Tvrdoća

Jačina

Nova zrna

Oporavljanje Rekrista-lizacija

Porastzrna

Hladnodeform. zrna

Povećanje temperature

Jačina,tvrdoća,

duktilnost

Veličinazrna

Slika 2.26 Rasporedjivanje dislokacija: a) pre oporavljanja, b) posle oporavljanja, c) sumarni efekat žarenja, oporavljanja i rekristalizacije

a) Oporavljanje deformisane kristalne gradje, odvija se uglavnom ispod tempe-rature rekristalizacije, tako da ostaje mikrostruktura deformisanog metala nepro-menjena (oblik i veličina zrna odgovaraju stanju posle okončanja deformacije) i ta-kodje orijentacija rešetki pojedinačnih zrna ostaje u osnovi zadržana. Stoga se tok oporavljanja ne može pratiti optičkim mikroskopom. Ni gustina defekata rešetke se izrazito ne menja. Pri oporavljanju najpre dolazi do difuzije tačkastih defekata (va-kancija i intersticijala) nastalih prilikom deformacije. Pri daljem porastu temperatu-re dolazi do nove raspodele dislokacija prouzrokovanih bilo klizanjem ili difuzijom (penjanjem) dislokacija. Procesi kojima se menja raspodela dislokacija osnova su oporavljanja i u suštini se svode na poligonizaciju. Dislokacije slučajno raspored-jene u deformisanom metalu (sl. 6.26a) dovode do pokretanja atomskih ravni rešet-ke. Premeste li se dislokacije tako da se obrazuje pravilna mreža (sl. 6.26b) sma-njuju se elastične deformacije ravni, a time i slobodna energija metala. Pregrupisa-vanjem dislokacija nastaju u deformisanom zrnu blokovi (subzrna) čije se orijenta-cije rešetki neznatno razlikuju: govorimo o substrukturi zrna. Oporavljanje se ispo-ljava snižavanjem unutrašnjih napona deformisanog metala, promenom fizičkih osobina (npr. smanjenjem električnog otpora) dok se mehaničke osobine bitnije ne menjaju (sl. 2.26c, početni deo).

b) Ako je stepen plastične deformacije dovoljan, nastaje pri dostizanju odredje-ne temperature pojava koja se naziva rekristalizacija. Pri tom procesu nestaju poče-tno deformisana zrna i nastaju nova zrna čiji se oblik, veličina i orijentacija rešetki razlikuju od početnih deformisanih zrna (sl. 2.26c). Gustina grešaka rešetke se pri tom smanjuje na veličinu koja odgovara nedeformisanom metalu. Usvojeno je da se struktura smatra rekristalisanom kad ona sadrži 95% rekristalisanih zrna.


68

Do rekristalizacije dolazi na odredjenoj minimalnoj temperaturi. Ta temperatu-ra nije za dati metal konstantna; zavisna je uglavnom od energije medjuatomskih veza, veličine prethodne deformacije i čistoće metala. Delovanje tzv. energije veze se održava sve do temperature topljenja; što se jače drže atomi metala u čvornim tačkama rešetke, time je veća toplotna energija neophodna za to da atom napusti svoje mesto u rešetki. Zato metali sa višom temperaturom topljenja imaju takodje i višu rekristalizacionu temperaturu. Kod čistih metala se obično daje veza izmedju temperature topljenja Tt, K i temperature rekristalizacije Tr u obliku: Tr = (0.1-0.2)·Tt, za tehnički čiste metale: Tr = (0.3 - 0.4)·Tt i za legure tipa čvrstog rastvora: Tr = (0.5 - 0.6)·Tt. Tako je npr. Tr = 15-20°C za olovo, 20°C za cink, 20-25°C za kalaj, 180-230°C za bakar i oko 350°C za mesing.

U nekim slučajevima svojstva plastičnosti metala mogu se povećati a da se pri tome neznatno smanji jačina. To se postiže žarenjem pri temperaturi nižoj od tem-perature rekristalizacije. Postupak se zove podrekristalizaciono žarenje i koristi za povratak elastičnih osobina bakarnih opruga, membrana, podmetača i sl. Isto se po-stupa i kod legura Al, Mg.

Visina rekristalizacione temperature ima veliki praktičan značaj, jer ojačanje postignuto plastičnom deformacijom ostaje zadržano samo ako je obradjen materi-jal izložen delovanju temperature niže nego što je temperatura rekristalizacije. Ako se plastična obrada odvija na višim temperaturama ojačanje se ne pojavljuje pošto se rekristalizacija dešava istovremeno sa plastičnom deformacijom; to znači da se ojačanje izazvano deformacijom direktno odstranjuje istovremenom rekristalizaci-jom. Temperatura rekristalizacije može tako predstavljati granicu prerade na hlad-no i prerade na toplo. Pri preradi na hladno, temperatura obrade je niža od tempe-rature rekristalizacije i preradjeni metal ostaje ojačan. Pri preradi na toplo, tempe-ratura obrade je viša od temperature rekristalizacije i do ojačanja ne dolazi.

Navedeni izraz za vezu izmedju temperature topljenja i temperature rekristali-zacije, za metale tehničke čistoće, važi samo za veliku plastičnu deformaciju. Na rekristalizacionu temperaturu utiče takodje i stepen prethodne deformacije; što je deformacija bila veća, time je i niža temperatura dovoljna da izazove rekristalizaci-ju. Obrnuto, ako stepen deformacije ne dostigne odredjenu vrednost do rekristali-zacije neće doći. Pošto primese otežavaju pomeranje dislokacija u metalu, takodje otežavaju i rekristalizaciju. Npr. metali visoke čistoće imaju znatno nižu temperatu-ru rekristalizacije nego metali tehničke čistoće.

Odgovarajući tok rekristalizacije se može podeliti na tri etape: a) pojava klica novih kristala i njihov rast, b) porast debljine kristala rekristalisanog metala i c) dodatni rast nekih kristala.

a) Klice novih kristala nastaju na mestima sa najvećom slobodnom energijom (naročito na granicama deformisanih zrna, na granicama bloka). Energija potrebna za njihov nastanak je na tim mestima najmanja, a uslovi za nukleaciju najpovoljni-ji. Sa porastom stepena deformacije broj klica se povećava pa je izlazna struktura


69

rekristalisanog metala zato sitnozrnasta. Nastali kristali imaju isti sastav i isti tip kristalne rešetke kao i okolna osnovna deformisana masa, iz koje su se pojavili. Za razliku od faznih preobražaja u čvrstom stanju (prekristalizacije) pri rekristalizaciji se ne menja tip kristalne rešetke. Ako se rekristališe α-gvoždje, zadržava se njego-va prostorno centrirana kubna rešetka i posle rekristalizazije, kao što je bila i pre nje.

Rast zametaka novih kristala nastavlja se na račun deformisanja osnovne mase, sve dok se novi kristali pri svom rastu ne susretnu i nastane nova struktura zrna is-tih dimenzija u svim pravcima.

b) Veličina kristala posle rekristalizacije ima poseban značaj za tehničku prak-su. Rekristalizacijom se može dobiti veoma fina struktura i suprotno veoma gruba struktura. Najveći uticaj na veličinu zrna rekristalisanog metala ima prethodni ste-pen prerade. Sa porastom stepena prerade raste broj oblasti koje su pogodne za po-javu klica što se ispoljava većim brojem klica i sitnijim kristalima posle rekristali-zacije. Suprotno tome, pri malom stepenu prerade pojava klica je ograničena na manji broj oblasti (nastaje mali broj klica), a kristali su posle rekristalizacije grubi. Takodje, veličina kristala polazne strukture pre plastične deformacije utiče na veli-činu kristala posle rekristalizacije. Ako je polazna struktura grubozrnasta dobiće se i grublji kristali posle rekristalizacije. Kod sitno kristalne polazne strukture dolazi pri istom stepenu prerade do većeg porasta unutrašnje energije metala (gomilanje dislokacionih talasa na većim graničnim površinama), što se ispoljava većim bro-jem zametaka kristalizacije, odnosno sitnozrnastom strukturom.

0.25

0.20

0.15

0.10

0.05

0 5 10 15 20 25 30 35

2.5

2.0

1.5

1.0

0.5

Veličinakristala

Udarna žilavost

Velič

ina

kris

tala

, mm

Stepen prerade, %

Uda

rna

žila

vost

, MJ/m2

2000

4000

6000

600800

0 15 30 40 65 80 90

Sred

nja

povr

šina

zrn

a, µm

2

Stepen prerade, %

Tempe

ratura

žare

nja, °

C

Slika 2.27 Uticaj grubozrnaste rekristalizacije Slika 2.28 Rekristalizacioni na zareznu žilavost mekog dijagram mekog čelika (niskougljeničnog) čelika

Najveći porast nekih kristala pri rekristalizaciji nastaju posle male plastične de-formacije, uglavnom u granicama 5 do 20% (sl. 2.27). Ovakva deformacija se oz-načava kao kritična deformacija, jer pri potonjoj rekristalizaciji nastaje struktura sa neobično grubim zrnima. Ta tzv. krupnozrnasta rekristalizacija ima veoma nepovo-ljan uticaj na mehaničke osobine materijala. Jačina i tvrdoća se bitno ne menjaju, ali udarna žilavost opada gotovo na nultu vrednost; materijal postaje veoma krt (sl. 2.27). Pošto veličina zrna posle rekristalizacije znatno utiče na osobine metala, ko-


70

risno je poznavati odnos izmedju stepena deformacije, temperature rekristalizacio-nog žarenja i veličine zrna posle rekristalizacije. Taj odnos se uspostavlja za dati materijal opitno i dobijene vrednosti se unose u tzv. rekristalizacioni dijagram. Sa rekristalizacionog dijagrama, npr. za meki ugljenični čelik (sl. 2.28) odredjuje se za koje stepene deformacije i pri kojim temperaturama dolazi do najvećeg porasta zr-na. Rekristalizacioni dijagram na taj način sadrži važne informacije za izbor uslova prerade i naknadnog rekristalizacionog žarenja. Do grubozrnaste rekristalizacije ne mora doći, ako se materijal rekristalizaciono žari pri dovoljno niskoj temperaturi ili ako se preradjuje intenzivnije nego što odgovara kritičnom stepenu deformacije.

c) Dok se u legurama obično odvija kontinualni porast kristala, kod čistih meta-la, npr. kod aluminijuma ili cinka, srećemo se pri rekristalizaciji sa nepravilnim-lokalnim, ili takodje diskontinualnim porastom kristala. Taj dodatni porast, samo nekih kristala u rekristalisanoj strukturi metala, naziva se sekundarna rekristalizaci-ja. Rezultat je pojava neravnomerne strukture, koja se sastoji iz finozrne metalne

mase i nekoliko grubih zrna (sl. 2.29). U počet-ku porast zrna je ravnomeran (primarna rekrista-lizacija), a zatim nastaje porast nekih zrna jer ni-je bilo postignuto potpuno ravnotežno stanje.

Rekristalizaciono žarenje kao operacija ter-mičke obrade, koja se izvodi posle prerade na hladno, ima veliki praktičan značaj. Posle rekris-talizacije materijal dobija sve početne osobine, koje je imao pre obrade na hladno (manja jačina i tvrdoća, veća istegljivost i udarna žilavost). Ponekad, kao posledica ravnomernije strukture, mogu se neke osobine (npr. udarna žilavost) po-

većati i u odnosu na polazne vrednosti. Rekristalizaciono žarenje omogućuje dalju preradu na hladno. Npr. pri dubokom izvlačenju, pri valjanju traka, finih folija ili pri vučenju žice materijal se izmedju pojedinih redukcija rekristalizaciono žari, či-me se odstranjuje ojačanje i omogućava dalja plastična deformacija.

2.5 Uticaj uslova opterećenja na osobine metala

Sa sniženjem temperature, na kojoj je uzorak opterećen, a pri nepromenjenim os-talim uslovima, povećava se (kod većine metala i legura) otpor protiv plastične de-formacije. Kod monokristala raste kritičan napon klizanja, a kod polikristalnih materi-jala napon tečenja. Isto tako, sa padom temperature raste i deformaciono ojačanje, što se manifestuje povećanjem nagiba krive kidanja (sl. 2.30, gornja kriva odgovara nižoj temperaturi).

Uticaj brzine deformisanja na tok deformacione krive prikazan je na slici 2.31; de-formacione krive za niže brzine deformisanja leže ispod krivih dobijenih pri većim br-zinama deformacije.

Slika 2.29 Neravnomerna struktura posle sekundarne rekristalizacije


71

σ

ε

T1

T2>T1

σ

ε

v3>v2

v2>v1

v1

Slika 2.30 Uticaj temperature na tok deformacione Slika 2.31 Uticaj brzine deformacije krive polikristalnog uzorka na tok deformacione krive

Modeli plastične deformacije na granici tečenja i pojave krtih prslina imaju sličnu osnovu. U oba slučaja reč je o nagomilavanju dislokacija, što može dovesti do aktivi-ranja susednih dislokacionih izvora (razmnožavanja dislokacija u okolnim zrnima). Metal se može ponašati kao plastičan, ili se može pojaviti mikroprslina koja se dalje širi, pa se metal ponaša kao krt. O tome da li će se dogoditi prva ili druga mogućnost, biće presudan uglavnom otpor protiv plastične deformacije (veličina napona tečenja). Promenom uslova opterećenja (padom temperature, porastom brzine deformisanja) može se izazvati prelazak od duktilnog ka krtom stanju. Snižavanjem temperature ili povećanjem brzine deformisanja povećava se otpor protiv plastične deformacije, raste napon tečenja, smanjuje se mogućnost pada napona plastičnim deformisanjem i pove-ćava se opasnost od krtog loma. Taj uticaj temperature i brzine deformisanja je naroči-to uočljiv kod metala sa prostorno centriranom kubnom rešetkom i kod njih oba ova faktora jako utiču na napon tečenja. Posle pada temperature ispod tzv. prelazne tem-perature naglo opada žilavost, što se ispoljava prelaskom od mehanizma plastične de-formacije klizanjem na mehanizam dvojnikovanja (isti efekat ima i velika brzina de-formisanja).

Prelazak metala ili legure od duktilnog stanja na krto (od žilavog ka krtom lo-mu) može biti ustanovljen različitim probama. U tehničkoj praksi se za sada najvi-še koristi proba udarne žilavosti, pri čemu se pomoću žleba u probnom uzorku stvaraju u odredjenoj meri višeosni naponi, a padom klatna postiže se odredjena brzina deformisanja. Ispitivanja se izvode pri različitim temperaturama i odredjuje se temperatura naglog pada udarne žilavosti, tzv. prelazna temperatura. Metodski je teže izvesti probe sa promenljivom brzinom deformisanja i probe sa različitim stepenima višeosnog napona. Za datu temperaturu i brzinu deformisanja prelaz od žilavog ka krtom lomu zavisi takodje od veličine metalnog zrna. Taj se prelaz de-šava pri odredjenoj tzv. kritičnoj veličini zrna. Ako metal ima zrno veće od kritične veličine razara se krtim lomom, u obrnutom slučaju lom je žilav. S tim u vezi treba napomenuti da izmedju krtosti i tvrdoće nema jednostavne zavisnosti. Na primer,


72

ojačanje (povećanje tvrdoće i jačine) izazvano smanjenjem zrna umanjuje krtost, dok je ojačanje izazvano npr. stvaranjem precipitata praćeno povećanjem krtosti.

DEFINICIJE I DOPUNE

Tvrdoća po Brinelu, HB: Vrednost dobijena iz Brinelovog testa tvrdoće utiskiva-njem kuglice (čelične ili volframske). Zapreminski modul: Elastična promena zapremine materijala izloženog hidrosta-tičkom pritisku. Burgersov vektor: Greška u putanji oko dislokacije (ivične ili zavojne). Prerada na hladno: Obrada materijala na temperaturi, ispod temperature rekrista-lizacije, pri kojoj se dislokacije lakše pokreću mehaničkom nego toplotnom energi-jom. Kritičan komponentni napon smicanja, τkr: Komponenta aktivnog napona razlo-žena u pravcu klizanja. Dislokacija: Grupisanje tačkastih defekata zbog umetnute atomske ravni oko koje se stvara deformaciono polje. Elastična deformacija, εel: Privremeno premeštanje atoma iz normalnog položaja izazvano dejstvom zatežućeg ili pritiskujućeg napona. Kad se napon odstrani, ato-mi se vraćaju u normalan položaj. Granica izdržljivosti, RN: Napon koji izdržava ciklično opterećen deo bez obzira na broj ciklusa ponovljenih opterećenja. Tehnička deformacija, ε: Promena dužine usled dejstva sile zatezanja podeljena sa početnom mernom dužinom, ∆l/l0. Tehnički napon, σ (R): Sila zatezanja podeljena sa početnom površinom, F/A0. Tehnička kriva napon-deformacija, σ-ε: Rezultati ispitivanja zatezanjem prika-zani tako da se na osu y nanosi tehnički napon σ, a na osu x relativna deformacija ε. Zamorna jačina, RD: Veličina napona potrebna za lom uzorka podvrgnutog od-redjenom broju ciklusa, obično 106 pri opterećenju i rasterećenju na zatezanje, pri-tisak ili savijanje.

Modul elastičnosti, E: Napon podeljen sa deformacijom, σε

, u zoni elastičnog za-

tezanja.

Stepen prerade na hladno: Promena površine poprečnog preseka 100Početna površina

× , pri tem-

peraturi nižoj od temperature rekristalizacije.

Prekidno izduženje, A: Tehnička deformacija pomnožena sa 100; 0

0

100l lAl−

= ⋅ .

Prekidno suženje, Z: 0 1

0

Promena površine 100 100Početna površina

A AZA−

= × = × .


73

Plastična deformacija, εP: Nepovratno pomeranje atoma iz datog početnog polo-žaja, nastalo bilo klizanjem ili dvojnikovanjem. Rokvelova tvrdoća, HRB, HRC: Tvrdoća metala odredjena utiskivanjem čelične kuglice ili dijamantske kupe u njegovu površinu. Zavojna dislokacija: Linijski defekt u obliku spirale ili zavojnice koja stvara de-formaciono polje. Modul klizanja, G: Napon smicanja podeljen sa deformacijom klizanja u elastič-

noj zoni G τγ

= .

Deformacija klizanja, γ: Ugaono pomeranje θ nastalo delovanjem smičućeg na-pona (θ = γ za male deformacije).

Napon smicanja, τ: Spreg sila podeljen sa površinom u kojoj one deluju, FA

τ = .

Sistem klizanja: Kombinacija pravaca klizanja i ravni klizanja u kojoj se ti pravci nalaze. Koeficijent deformacionog ojačanja, n: Koeficijent n u jednačini nKσ ε= koji povezuje stvarni napon sa stvarnom deformacijom u oblasti plastične deformacije pri ispitivanju zatezanjem. Jačina na kidanje, Rm: Maksimalni tehnički napon dobijen pri ispitivanju zateza-njem (alias, zatezna čvrstoća).

Stvarna deformacija, εst: 0 0

ln 2.3logstl ll l

ε = = .

Stvarni napon, σst: var stF SilaA Površina koja odgo a trenutnoj sili

σ = = .

Dvojnikovanje: Pomeranje atoma u odnosu na ravan dvojnikovanja za veličinu srazmernu rastojanju od te ravni; dvojnikovani kristali izgledaju kao slika i lik ogledala. Vikersova tvrdoća, HV: Veličina dobijena utiskivanjem dijamantske piramide u metal. Otvrdnjavanje na hladno: Povećanje tvrdoće i jačine zbog plastične deformacije na hladno. Napon tečenja, R0.2 (Rp): Napon pri kome nastaje odredjena plastična deformacija, ε = 0.2% za čelik. Puzanje: Deformacija koja raste u toku vremena kod delova izloženih konstant-nom opterećenju i temperaturi. Brzina puzanja: Nagib krive izduženja u odnosu na logaritam vremena pri kon-stantnoj temperaturi i naponu. Ekviaksijalna zrna: Zrna približno istih dimenzija u svim pravcima; suprotan je pojam teksture, koji se odnosi na zrna izdužena u pravcu dejstva sile posle prerade na hladno (npr. vučenja žice). Lokalni porast zrna: Pojava krupnih zrna u nekim zonama posle rekristalizacije.


74

Ispitivanje na povišenim temperaturama: Ispitivanje osobina kao što su puzanje i relaksacija. Praktično svaki materijal omekšava na odredjenoj temperaturi i ubr-zano se deformiše u funkciji vremena. Legure Al pri 200ºC, meki čelik pri 375ºC, čelik za povišene temperature pri 550ºC, teško topljivi metali (W, Mo) pri 1000-1550ºC. Prerada na toplo: Plastična deformacija materijala iznad njegove temperature re-kristalizacije. Ispitivanje udarne žilavosti: Ispitivanje ožlebljenog uzorka pomoću klatna sa po-tencijalnom energijom dovoljnom za prelom uzorka. Glavni razlog preloma nije sam udar, već prisustvo žleba, koji stvara krto naponsko stanje, poznato kao troos-no stanje napona. Oporavljanje: Popuštanje elastičnih deformacija napregnute rešetke zbog dejstva toplote u ranoj fazi žarenja. Rekristalizacija: Obrazovanje zrna ekviaksijalnih dimenzija umesto izduženih zr-na zbog prerade (vučenja) na hladno. Jednofazni materijal: Materijal koji se sastoji samo od jedne faze, kao što je npr. γ- faza, kod eutektoidnog čelika na temperaturi većoj od 727ºC. U austenitu (γ) mogu biti i legirajući elementi, ali isključivo u čvrstom rastvoru. Popuštanje napona: Nestajanje ili smanjenje elastične deformacije termičkom ob-radom zvanom žarenje. Prelazna temperatura: Niska temperatura, npr. ispod 0ºC, pri kojoj kod nekih vrsta čelika naglo opada otpornost na udar. Na ovoj temperaturi dolazi do promene žilavog loma u krti lom. Pad žilavosti sa snižavanjem temperature ne dešava se kod metala sa površinski centriranom kubnom rešetkom (Al, Cu i dr.). Žilavost loma: Nivo intenziteta napona potrebnog da izazove katastofalan lom. U tom smislu duktilnost označava veliku žilavost loma, a krtost malu žilavost loma.

PITANJA:

1. Elastične i plastične deformacije kristalnih materijala. 2. Hukov zakon za slučaj normalnih i smičućih napona. 3. Kritičan komponentan napon klizanja i napon tečenja. 4. Klizanje i struktura kristalne rešetke. 5. Opisati plastičnu deformaciju klizanjem i dvojnikovanjem. 6. Tehnički i stvarni dijagram σ-ε. 7. Objasniti deformaciono ojačanje metala. 8. Metodi merenja tvrdoće metala. 9. Udarna žilavost i žilavost loma. 10. Šta je dinamička izdržljivost i kako se odredjuje? 11. Puzanje i relaksacija. 12. Prelazna temperatura, krt i žilav lom. 13. Prerada na hladno, oporavljanje i rekristalizacija. 14. Uticaj uslova opterećenja na osobine metala.

Documents

GLAVA 2.pdf