određivanje statičkih i lomno mehaničkih svojstava ljevanog čelika

HRVATSKI OGRANAK MEĐUNARODNOG VIJEĆA
ZA VELIKE ELEKTROENERGETSKE SUSTAVE – CIGRÉ
11. savjetovanje HRO CIGRÉ
Cavtat, 10. – 13. studenoga 2013.
Miljenko Cvetić
Končar – KET d.d.
[email protected]
A-1
Jožef Predan
Mariborska Univerza; Fakulteta za strojništvo
[email protected]
Nenad Gubeljak
Mariborska Univerza; Fakulteta za strojništvo
[email protected]
ODREĐIVANJE STATIČKIH I LOMNO MEHANIČKIH SVOJSTAVA LJEVANOG
ČELIKA OSOVINSKOG RUKAVCA VJETROAGREGATA
SAŽETAK
Osovinski rukavac vjetroelektrane je komponenta koja je opterečena savojnim i smicajnim
dinamičkim opterećenjima. Njegova je funkcija da nosi glavčinu i ostale rotirajuće dijelove. To je
omogućeno sa jednim parom ležaja, dijelovima koji povezuju glavčinu sa osovinskim rukavcem.
Mehanički, osovinski rukavac je jedan od važnijih, ali i najopterećenijih dijelova vjetroelektrane. Zbog želje
za kvalitetnijim radom vjetroagregata, povečanjem pouzdanosti i produljenjem njegovog životnog vijeka
potrebno je poznavanje mehaničkih i lomnomehaničkih svojstava materijala osovinskog rukavca. Osim
toga osovinski rukavac spada u red ključnih dijelova vjetroagregata potrebnih za siguran rad
vjetroagregata kroz njegov cjelokupan radni vijek. Zamjena osovinskog rukavca spada među zahtijevnije
postupke na agregatu, stoga je poznavanje i karakterizacija mehaničkih i lomno-mehaničkih, kako
dinamičkih tako i statičnih svojstava čelika osovinskog rukavca nužna za predviđanje ponašanja u slučaju
radnih, ali i ekstremnih opterećenja, koja se mogu pojaviti tokom dugogodišnje ekspoloatacije. Prilikom
samog postupak izrade osovinskog rukavca ljevanjem, zbog geometrijskog oblika, promjenjive debljine te
režima ljevanja i hlađenja, mogu nastati greške u materialu iz kojih mogu nastati zamorne pukotine.
Upravo s poznavanjem mehaničkih i lomno-mehaničkih svojstava je moguće odrediti osjetljivost
osovinskog rukavca na prisutnost pukotine. U članku je prikazano eksperimentalno ispitivanje mehaničkih
i lomno-mehaničkih svojstava ljevanog čelika osovinskog rukavca. Eksperimenti su urađeni u skladu s
standarima o ispitivanju zateznih svojstva materiala i standarima za odredjivanje lomne žilavosti
materiala.
Ključne riječi: Osovinski rukavac vjetroagregata, mehanička i lomno mehanička svojstva
SUMMARY
Axle pin of wind power plant is component that is loaded on flexion and shearing dynamic loads.
Its function is to carry the hub and other rotating parts. This is made possible with a pair of bearings, parts
that connect the hub to the axle pin. Mechanical, axle pin is one of the most important part, but also the
most loading parts of wind turbine. Because of the wish for better working of wind turbine, increasing
reliability and extending its useful life is necessary to know the mechanical and fracture-mechanical
properties of materials of the axle pin. Additionally axle pin is one of the key components of wind turbines
required for the safe operation of wind turbines throughout his work life. Replacing the axle pin is one of
the more demanding procedures in the aggregate. Therefore the knowledge mechanical and fracture
mechanical characteristics, as dynamic and static properties of steel axle pin is necessary to predict the
behavior in the case of labor, but also the extreme loads that may occur during long exploitation. During
the process of making the axle pin with casting, because of the geometric shape of variable thickness and
regime casting and cooling, can cause errors in the material which may generate fatigue cracks. It is with
knowledge of mechanical and fracture mechanical properties is possible to determine the sensitivity of the
1
axle pin to the presence of cracks. The paper presents the experimental testing of mechanical and
fracture mechanical properties of cast steel axle pin. Experiments were carried out in accordance with the
standard testing tensile properties of the materia and standards for determining the fracture toughness of
the material.
Keywords: axle pin of wind turbine, mechanical and fracture mechanical properties
1.
UVOD
Vjetroagregati su izloženi vibracijama koje se ne smiju zanemariti. Uzrokovane su vjetrom,
poremećajem strujanja po lopatici i ispred tornja vjetragregata, vlastitim vibracijama rotora, tornja i cijele
konstrukcije zajedno. U članku su dane smjernice i glavne značajke cijeloga postupka za određivanje
potrebnih karakteristika materijala osovinskog rukavca, koji je kao dio vjetroagregata izrazito dinamički
opterećena konstrukciona komponenta. Ovaj postupak određivanja mehaničkih i lomno-mehaničkih
svojstava je primjenjiv na granična opterećenja, kao i zamorna sa i bez pukotine.
2.
ODREĐIVANJE ZATEZNE ČVRSTOĆE MATERIJALA OSOVINSKOG RUKAVCA
Iz dvaju materiala osovinskih rukavaca su izrađene epruvete za određivanje zatezne čvrstoće
materiala i ispitivanje lomne žilavosti. Glavna os svih izrađenih epruveta je paralelna s x-smjerom odn.
uzdužnom osi osovinskog rukavca, koja odgovara smjeru naleta vjetra na vjetro-elektranu. Iz uzoraka so
izrađene zatezne epruvete promjera 4,99 mm u skladu s standardom EN 10002-1:1990. Ispitivanje je
izvedeno na sobnoj temperaturi (+22 °C), na servohidrauličnom stroju INSTRON 1255 (atest NMAS) u
kontroli pomaka 1 mm/min. Način pričvrščenja epruveta za ispitivanje zatezno ispitivanje je prikazan na
slici 1, s početnom mjernom dužinom 25 mm. Ispitane su po tri epruvete od svakog uzorka materijala, a
za daljnju analizu se uzimaju po dvije epruvete kao što je prikazano u tablici I i II. Kao mjerodavne
vrijednosti uzimaju se najmanje izmjerene vrijednosti od triju epruveta.
Slika 1. Zatezno ispitivanje materiala na epruvetama ø 4,99 mm (DIN 50125)
Tokom ispitivanja je snimana zavisnost sila-pomak. Na osnovu izmjerenih vrijednosti početnog
promjera epruvete, te izmjerene sile i istezanja su izrađeni diagrami naprezanje-deformacija, kao što je
prikazano na slici 2, za material 1 odn. za material 2 na slici 3. Dijagrami na slici 2 i 3 se odnose na
konvencionalnu krivulju naprezanje-deformacija.
2
800
700
Naprezanje [Mpa], uzorak 2
600
Naprezanje [MPa]
500
400
300
200
100
Deformacija [mm/mm]
0
0
0,05
0,1
0,15
0,2
Slika 2. Diagram naprezanje-deformacija za material epruvete 02
1000
800
Naprezanje [MPa], uzorak 3
Naprezanje [MPa]
600
400
200
0
0
Deformacije [mm/mm]
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
Slika 3. Diagram naprezanje-deformacija za material epruveta 03
Tablica I. Rezultati zateznih mehaničkih svojstava za obje epruvete
2.1
Materijal
Oznaka
epruvete
Promjer
mm
G24Mn6
02
03
Ø 4,99
Ø 4,99
Konačni
Promjer
(mm)
Ø 4,01
Ø 3,82
E
MPa
Rp0,2
MPa
Rm
MPa
εmax
%
σ(εmax)
%
194546
200307
405
410
763
788
21,8
22,8
587
651
Zaključak za zatezna ispitivanja
Iz dobivenih rezultata je vidljivo da su vrijednosti oba uzorka približno jednaki, što nije tipično za
materijal čelični ljev. Ono što malo zabrinjava je vrijednost Rp0,2, koja je nešto niža od očekivane, ali još
uvijek u okviru standarda EN 10340, koji propisuje mehanička svojstva materijala G24Mn6. Takođe je
vidljivo da su sve vrijednosti zateznih svojstava druge epruvete više od prve. Rezultati Rp0,2 kod obje
epruvete su niži nego što su bili u ljevaonici, prema izvještaju [3], dok su vrijednosti Rm više. Treba
napomenuti da su rezultati kako mehaničkih svojstva [3], tako i kemijskog sastava [4] u skladu sa
standardom EN 10293
3
3.
ODREĐIVANJE KRITIČNE VRIJEDNOSTI J INTEGRALA I CTOD NA EPRUVETI ZA
SAVIJANJE
Za određivanje kritične vrijednosti J-integrala i kritičnog otvaranja vrška pukotine CTOD (eng.:
»Crack Tip Opening Desplacement«) odn. krivulje otpornosti materiala je potrebno izvršiti eksperiment.
Eksperimentalno određivanje J-integrala i CTOD vrednosti se u skladu s standardom ASTM – E 1820
određuje upotrebom SENB epruvete slika 4, korištenjem postupka djelomičnog rasterećivanja.
Epruvete su izrađene iz materiala obaju osovinska rukavaca, na način, da je mehanički zarez
pravokutno na os x osovinskog rukavca, odn. na epruveti nastala zamorna pukotina je paralelna s
kritičnim presjekom osovinskog rukavca. Material epruvete je ljevani čelik s oznakom G24Mn6, za kojeg
su zateznim ispitivanjem (DIN 50125) određena mehanička svojstva (tablica I.)
Slika 4. Oblik epruvete za savijanje
U skladu s standardom ASTM1820, je bilo potrebno zamoriti epruvetu, kako bi se moglo pratiti
lomnomehaničko ponašanje materijala u prisutnosti oštre zamorne pukotine. Oštra zamorna pukotina na
epruveti zapravo prikazuje ravninsku grešku na konstrukciji. Kako bi se spriječilo oblikovanje značajnog
plastičnog područja na vršku pukotine je maksimalna sila zamaranja propisana standardom. Kidalica je
atestirana i kalibrirana od ovlaštene organizacije. Epruvete smo zamarali dinamično s silom Fmax=7,6 kN i
R=0,1 nakon 2 – 2,5 mm prirasta na površini (N=180.000-290.000 ciklusa).Ispitivanje je izvedeno na
servo-hidrauličkom stroju INSTRON 1255 sa dinamično-statičnom mogučnošću opterećivanja do 250 kN.
Ispitivanje mehanike loma je bilo izvedeno u skladu s standardima ASTM E-1820 i BS 7448. Za
mjerenje otvaranja pukotine je bio korišten mjerač INSTRON-CTOD clip gauge. Ispitivanje lomne žilavosti
smo izvodili na sobnoj temperaturi u kontroli pomaka s brzinom v=1mm/min. Ispitivanje je bilo računarski
upravljano programom INSTRON Wiev-maker i računarske jedninice INSTRON 8500 +.
U skladu s standardom korištena je metoda dijelomičnog popuštanja za praćenje rasta pukotine.
Mjerne vrijednosti sile, pomak i otvaranje pukotine su bile bilježene programom (INSTRON View-maker),
za svaku epruvetu posebno. U izvještaju [3] su prikazane slike opterećenja i prijeloma površina za 5
ispitanih epruveta materijala osovinskog rukavca. Za potrebe ovog članka korišteni su rezultati dviju (C i
D) epruveta. Nakon ispitivanja su sve epruvete bile zamorene, kako bi se odredio prirast pukotine, te
izvršen pregled prelomne površine s stereo-mikorskopom OLYMPUS SZX, slike 5.2 - 9.2).
U skladu s standardom ASTM E-1820 je u svakoj točci popuštanja potrebno zabilježiti silu (Fi),
otvaranje ustiju pukotine (CMODi), te odrediti popustljivost epruvete (Ci), kako bi na osnovu razlike u
popustljivosti odredio prirast pukotine između dvaju popuštanja. Vrijednosti popustljivosti u linearnom
dijelu i prije inicijacije stabilnog širenja pukotine mogu padati zbog plastifikacije i ojačavanja materijala što
povećuje krutost epruvete. Do povećanja popustljivosti obično dolazi nakon inicijacije stabilnog rasta.
Na prelomnim površinama je vidljivo uzduž cijelog fronta zamorne pukotine područje stabilnog
rasta pukotine, koje je fraktografski odgovara prelomu ljevanoj mikrostrukturi. Potrebne geometrijske
značajke SENB epruvete prikazane su u tablici II, gdje je B - širina epruvete, W - visina epruvete,
odnosno te i ostale veličine su u skladu sa standardom ASTM E-1820.
4
Tablica II. Rezultati izmjerenih površina za obje epruvete SENB_02 i SENB_03
B
mm
12,79
12,67
W
mm
25
25
Ao
mm2
75,16
72,45
Bf
mm
12,79
12,67
Af
mm2
11,53
10,18
anotch
%
5,24
5,08
25
20
F, kN
G24Mn6
Oznaka
epruvete
SENB_02
SENB_03
15
10
F, kN _02
5
CMOD, mm
0
0
0,2
0,4
0,6
0,8
Slika 5.1. Diagram sila-otvaranje za epruvetu SENB_02_x5
Slika 5.2. Površina preloma epruvete SENB_02_x5
25
20
15
F, kN
Materijal
10
F, kN _03
5
CMOD, mm
0
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
Slika 6.1. Diagram sila-otvaranje za epruvetu SENB_03_x5
5
Slika 6.2. Površina preloma epruvete SENB_03_x5
Promjenom tehnologije ljevanja te dodavanjem određenih kemijskih elemenata dobili smo novi/stari
materijal sa boljim svojstvima
Tablica III. Rezultati zateznih ispitivanja epruveta.
G24Mn6
Oznaka
epruvete
C
D
E
MPa
214616
208750
Rp0,2
MPa
513
501
Rm
MPa
648
617
20
εmax
%
19,8
19,7
σmax
%
452
452
Specimen C
18
16
14
12
F, kN
Materijal
10
8
6
4
2
0
0
1
2
3
4
5
6
7
CMOD, mm
Slika 7.1. Diagram sila-otvaranje za Epr.-C (2. osovinski rukavac)
Slika 7.2. Površina preloma epruvete Epr.-C (2. osovinski rukavac)
6
18
Specimen D
16
14
F, kN
12
10
8
6
4
2
0
0
1
2
3
4
5
6
7
CMOD, mm
Slika 8.1. Diagram sila-otvaranje za Epr.-D (1. osovinski rukavac)
Slika 8.2. Površina preloma epruvete Epr.-D (1. osovinski rukavac)
3.1
Analiza rezultata
U skladu s standardom ASTM 1820 i BS 7448: su bili obrađeni dobiveni rezultati i izrađene J-R i
CTOD-R krivulje otpornosti osnovnog materiala prema širenju pukotine. Na slici 10 je prikazana
usporedba između rezultata ispitivanja na sobnoj temperaturi (RT) za sve četiri epruvete, odnosno dvije
(Senb_2 i Senb_3) iz prvotnog materijala i druge dvije (C,i D) iz materijala sa promjenama.
J [N/mm= kJ/m2]
J -R prirast pukotine
800
700
600
500
400
300
200
100
0
D
C
D
C
Senb_02
Senb_03
0
2
4
∆a [mm], prirast pukotine
6
Slika 10. J – R krivulja otpornosti materijala prema stabilnom širenju pukotine
7
CTOD, [mm]
Vrijednosti J-integrala (odn. CTOD) u pojedinoj točci prirasta pukotine tvore tki. krivulju otpornosti
materiala i prikazani su na slikama 10 i 11. Kao inžinjerska kritična vrijednost uzima se vrijednost na
sijecištu paralele, kod prirasta pukotine od 0,2 mm i krivulje otpornosti materiala J 0.2,BL odn. CTOD0.2,BL.
CTOD - R prirast pukotine
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
C
D
Senb_02
Senb_03
0
2
4
6
Δa [mm] prirast pukotine
Slika 11. CTOD – R krivulja otpornosti materijala prema stabilnom širenju pukotine
Maksimalna vrijednost koja se još smije po standardu ASTM 1820 uzeti u obzir je ograničena na
Jmax pošto kod vrijednosti J>Jmax plastifikacija postaja tako izrazita da lomno ponašanje prestaje biti
ovisno samo od materiala već zavisi i od preostalog ligamenta. Rezultati su prikazani u Tablici IV.
Tablica IV. Izmjerene vrijednosti lomne žilavosti za svaku od ispitanih epruveta
Osovinska
rukavac
Oznaka
epruvete
SENB_02
SENB_03
J0,2BL
N/mm
43,4
8,28
CTOD0,2BL
mm
0,056
0,027
C
D
305
345
0,375
0,435
G24Mn6
4.
ODREĐIVANJE PRIRASTA PUKOTINE I BROJA CIKLUSA
Za proračun broja ciklusa do rušenja je potrebno eksperimentalno odrediti parametre zamornog
rasta pukotine (npr. C i m, za Parisov-Erdoganov zakon). Postupak za određivanje brzine rasta pukotine
da/dN je opisan v standardu ASTM E 647 [5].
Paris Erdogan zakon
da/dN,(m/cycle), log
4
3
Series1
2
1
y = 3,080x - 1,975
R² = 0,819
0
-1
0
1
2
ΔK, (MPa (m)0.5), log
Slika 12. Ovisnost prirasta pukotine Da i broja ciklusa N u log mjerilu
8
Na osnovu zapisa ∆K-da/dN u dvojnom logaritamskom mjerilu se s linearnom aproksimacijom
odrede parametri C i m na slici 12, kao što su predložili Paris i Erdogan. Zamorna rast pukotine može se
prema »Paris-Erdoganov zakonu« [6] zapisati u obliku:
da
= C × ( DK - DK th )m
dN
(1)
Pri tom je da/dN brzina širenja pukotine, DK amplituda faktora intenziteta naprezanja pri
zamaranju, C i m su konstante materijala. U ovisnosti od broja ciklusa i uvažavanjem parametara
opterećenja, u dvojnom logaritamskom diagramu običajno dobijemo krivulje s sličnim/istim nagibom
(parametrom m), ipak sa različitim odsjecima (parameter C) u ovisnosti od odnosa R=Kmin/Kmax. Na slici
12 su prikazani rezultati mjerenja lošijeg materijala za R=0,1, gdje su vrijednosti za m=3,08 i C=-1,975.
Kritičnu dužinu pukotine ac možemo odrediti na osnovu postupka za ocjenu cjelovitosti
konstrukcije (npr. FITNET, SINTAP, MOSTIS).
=
p
σ
(2)
=
(3)
Ubaci (3) u (2)
=
p
∗σ
∗
(4)
Pri čemu je Kmat lomna žilavost materijala isto kao i KIc, izraz f(a/W) je oblikovna funkcija, koja u
primjeru konstrukcijske komponente konačnih dimenzija uvažava dužinu pukotine, geometriju
komponente i način opterećenja.
Integracijom jednadžbe (1), uz poznavanje početne veličine uključka, kao početna veličina
pukotine ai i kritične veličine pukotine ac, te uz poznavanje ostalih parametara zamornog rasta broja
dinamičkih ciklusa izračuna se po slijedećoj jednadžbi:
1
N= ×
C
5.
ac
da
ò (DK - DK
ai
th )
m
(5)
ODREĐIVANJE MAKSIMALNE NOSIVOSTI KONSTRUKCIJSKOG ELEMENTA
Na osnovu rezultata analize ulaznih podata, koji su kombinacija geometrije i težine pojedinih
dijelova vjetroagregata, dolazi se do potrebnih sila i momenata koji su optrečenja na vjetroagregat.
Njihovim korištenjem te uz pomoć MKE dolazimo do naprezanja u pojedinim dijelovima komponente
vjetroagregata. Njih sa svim potrebnim faktorima pomnožimo te dobijemo rezultat naprezanja u
komponenti vjetroagregata. Te vrijednosti zajedno sa odnosom R provjerimo, te ako komponenta ne
zadovaljava potrebna naprezanja, dakle da su proračunska veća nego što materijal to dozvoljva kreće se
u pronalaženje novog materijala ili se pak redizajnira konstrukcija.
Ako pak imamo problem još i sa pukotinom tada se s problem dodatno komplicira što je detaljno
objašnjeno u [2].
9
6.
ZAKLJUČAK
Eksperimentalno određene vrijednosti na ljevanim ostacima materiala omogućuju neposrednu
usporedbu dinamičke čvrstoće s projektnim opterećenjima, te ukazuju na primjeran odabir čelika.
Iz dobivenih rezultata je moguće zaključiti, da u slučaju preopterećenja koje prelazi granično
opterećenje može doći do krhkog loma prvotnog materijala osovinskog rukavaca ukoliko bi pukotina
napredovala do hipotetične kritične dužine pukotine. Rezultati proračuna prema [2] ukazuju da
maksimalno naprezanje u osovinskom rukavcu nastupa nekoliko zamaknuto od gornjeg vlakna s
obzirom na glavni koordinatni sistem. To je posljedica kombiniranog djelovanja momenta i osnih sila
uzrokovanih vjetrom. Ukoliko se uzme u razmatranje prema [2] kombinacija momenata i sila tada se
maksimalna naprezanja prerazpoređuju po obodu vanjskog dijela osovinskog rukavca. Ovo
ponašanje opterećenja ukazuje na prisutnost dinamičkih opterećenja u kritičnom presjeku osovinskog
rukavca što može izazvati nastanak zamorne pukotine u slučaju prisutnosti greške tipa lunker
promjera i manjeg od 2 mm [3]. Zbog toga smo izradili analizu zamornog rasta pukotine na
epruvetama iz dve šarže istog/sličnog materiala osovinskog rukavca, kako bi se odredila zakonitost
zamornog rasta pukotine i time zaokružila lomnomehanička i mehanička ispitivanja [3] i svojstva.
Na osnovu dobivenih rezultata je bilo moguće izvršiti optimiranje oblika i veličine nosivog kritičnog
presjeka. Kako maksimalna opterećenja i zamor materijala utječu na dimenzije komponenata, te obzirom
na potrebne karakteristike materijala, karakterizacija lomno mehaničkih i mehaničkih svojstava ljevanog
čelika osovinskog rukavca vjetroagregata omogućuje pouzdaniju, a time i jeftiniju komponentu. Time se
povećava konkurentnost vjetroagregata čemu treba posvetiti povečanu pozornost. Kad se izvrše detaljna
analiza lomnomehaničkih svojstava može se kvalitetnije zaključiti koliko je taj materijal primjeren za
osovinski rukavac vjetroagregata. Usporednim određivanjem mehaničkih i lomno mehaničkih
karakteristika moguće je cjelovitije određivanje i odabir materijala za izrazito dinamički opterečene
konstrukcije.
Pri analizi materijala kroz mehanička svojstva, pa tako i kemijska prema zahtjevima iz standarda
moglo bi se zaključiti da su obje šarže istog materijala dovoljno dobre za upotrebu i ugradnju u
komponentu iz koja je napravljen. Naizgled prva šarža "slabiji materijal" (Senb_02 i Senb_03)
zadovoljava sve kriterije standarda, ali to ne znači da je pouzdana za odabir, za konstrukciju statički
opterečenu da, dok bi to bilo riskantno za izrazito dinamički opterečenu. Za dinamički opterečenu
konstrukciju potrebna je detaljnija analiza, odnosno i analiza lomnomehaničkih svojstava.
U članku, je između ostalog predstavljen cijeli niz elemenata koji ukazuju na potrebu detaljne
analize materijala. Promatranjem površinskog presjeka, granice loma "slabijeg materijala" nisu simetrične
i nisu jasne. Površina je grublja. Dakle radi se o ljevanom čeliku, koji ima strukturu grublju od valjanog, pa
se materijal tokom zamora odazove rastom zamorne pukotine što se odražava na hrapavost površine
pukotine, što je vidljivo na slikama 5.2, 6.2, 7.2 i 8.2, ali takođe je vidljivo da "slabiji materijal" ima grublju
strukturu, vidi slike 5.2 i 6.2. Treba napomenuti da svaka vrsta materijala ima svoju zamornu hrapavost
površine. Osim toga "slabiji materijal" je problematičniji za ispitivanje jer se u toku ispitivanja morala
mjenjat sila kojom se umara materijal. Maksimalna sila zamora nije bila prekoračena niti u jednom
primjeru što je vidljivo na dijagramima 5.1, 6.1, 7.1 i 8.1. Rast pukotine nakon pada sile dijagram 5.1 i 6.1,
nije više mjerodavna niti po kojem standardu dakle zadnja vrijednost sile je mjerodavna bez obzira kakva
je rast pukotine. Kad je dobivena kritična vrijednost tad nas više ne zanima što ima iza toga. Imamo
takozvanu kontinuiranu krivulju, vidi sliku 7.1 i 8.1 dok su krivulje 5.1 i 6.1 diskontinuirane. Za ostali dio
presjeka možemo konstatirati da je taj dio epruvete udarao jedan o drugi odnosno da ga je zamorna sila
gnječila.
Takođe treba napomenuti da je odnos Rm i Rp0,2 kod prvotnog "slabijeg materijala" cca 1,9 dok je
kod drugog materijala taj odnos cca 1,25, što je za 35 % manje. To ukazuje na to da je prvotni "slabiji
materijal" krtiji, odnosno da treba izvršiti lomno mehanička ispitivanja. CMOD "slabijeg materijala" je manji
za više od 10 puta, što je još jedan element koji ukazuje na potrebu provjere lomnomehaničkih svojstava.
Naravno svi ti navedeni elementi nisu dovoljni mjerodavni za procjenu, ali su dobar pokazatelj odnosa
mehaničkih i lomno mehaničkih karakteristika, ali i potrebe detaljnih ispitivanja, ako se materijal ugrađuje
u izrazito dinamički opterečenu konstrukciju.
Člankom se je ukazalo da je poznavanje dobivenih karakteristika materijala s obzirom na
potrebne karakteristike, veoma bitno, radi pravodobnog djelovanja pri odabiru materijala za izrazito
dinamički opterečenu konstrukciju. U našem primjeru, mjenjali smo kemijski sastav materijala [4].
10
U članku je postojeći materijal za izradu osovinskog rukavca unaprijeđen te su dobivena bolja
mehanička svojstva. Na slikama 10 i 11, te u tablici IV navedene su vrijednosti lomne žilavosti za oba
materijala. Prema normi ASTM 1820 je kroz izmjerene točke između pravaca kod prirasta pukotine 0,15
mm i 1,5 mm potrebno povući regresijsku krivulju. To nije moguće jer vrijednosti za prvotni materijal
(SENB_02 i SENB_03) se ne mogu okarakterizirati kao lomna žilavost, jer nema dovoljno izmjerenih
točaka. Mjerenja na epruvetama SENB_02 i SENB_03 ne zadovoljavaju opisane kriterije. Navode se u
članku, ali su kao takvi neupotrebljivi. Zbog velikih problema pri ispitivanju istih, rezultati su dani takvi
kako su dobiveni.
7. LITERATURA
[1]
N. Gubeljak, M. Cvetić, J. Predan, Određivanje radnog vijeka s obzirom na granična opterečenja
koja dopušta materijal, 3.(9.) savjetovanje HRO CIRED; Sveti Martin na Muri, 13-16. svibnja 2011
[2]
N. Gubeljak, J. Predan, Procijena granične nosivosti osovinskog rukavca s radijalnom pukotinom;
EXPERTIZA, Maribor, maj 2007
[3]
Izvještaj br. 256/06, Rezultati ispitivanja uzorka čeličnog lijeva, Metalurški institut Zenica,
Mehanički laboratorij, Zenica 08.11.2006
[4]
Uvjerenje o kvaliteti br.:85/06; Željezara Ilijaš; Ilijaš 17.11.2006
[5]
ASTM E 647 Standar Tset Method for Measurement of Fatigue Crack Growth Rates
[6]
Paris, P. and Erdogan, F., (1963), Critical Analysid of Crack Propagation Laws, Journal Basic
Engineering, p.p. 528-534
11

Download Report