METODE DE DETERMINARE A TEMPERATURII DE TRANZITIE DUCTIL-FRAGIL

1. Diagrama PUZAK-PELLINI

La proiectarea unor structuri, mai ales a celor ce vor functiona intr-un domeniu larg de temperaturi, este necesar sa se cunoasca variatia tenacitatii la rupere in functie de temperatura si implicit modul de propagare al fisurilor.

Astfel, propagarea unei fisuri poate surveni in doua cazuri distincte;

datorita solicitarii, deformatia inmagazinata este mare. In acest caz propagarea instabila a fisurii este o certitudine si nu se pune problema inhibarii propagarii fisurii, ci evitarea initierii ei; cand energia de deformare inmagazinata datorita solicitarii este mica, dar nivelul tensiunilor reziduale este mare. In acest caz se poate imagina propagarea fisurii in domenii cu tensiuni reziduale de tractiune mari, dar la parasirea acestora, propagarea fisurii poate fi inhibata, deoarece sarcinile aplicate furnizeaza insuficienta energie pentru a mentine propagarea fisurii. Daca in plus temperatura se afla deasupra temperaturii de tranzitie ductil-fragil, atunci se creeaza conditiile pentru inhibarea propagarii fisurii, datorita disiparii de energie in enclava plastica din varful fisurii. In aceste cazuri este rationala asigurarea integritatii structurilor pe baza capacitatii de inhibare a propagarii fisurii, capacitate evaluata prin caracteristici de material adecvate care se determina experimental.

In cazul materialelor cu tenacitate redusa, propagarea subcritica a fisurilor, sub sarcina constanta, poate deveni neglijabila, astfel ca initierea corespunde practic cu debutul propagarii instabile.

In consecinta, metodele mecanicii ruperii utilizate la evaluarea fiabilitatii constructiilor tehnice se raporteaza fie la stadiul de initiere, cand se urmareste evitarea propagarii subcritice, fie la stadiul de propagare, cand se urmareste ca materialul sa aiba o ductilitate suficienta pentru a inhiba propagarea fisurilor.

Inainte de prezentarea acestor metode experimentale, de evaluare a capacitatii de inhibare a propagarii fisurilor in diferite materiale, se va prezenta diagrama de analiza a ruperii Puzak- Pellini, care ofera o baza unitara de interpretare a rezultatelor privind propagarea fisurilor.

La baza intocmirii acestei diagrame sta evidentierea variatiei cu temperatura a urmatoarelor caracteristici:

-rezistenta reala a materialului, σ_R, (forta/sectiunea curenta);

-rezistenta conventionala la rupere,R_m, (forta/sectiunea initiala);

-limita de curgere, R_p0,2(forta/sectiunea initiala);

-rezistenta la rupere a materialului cu defecte de tipul fisurilor, R_mF (forta/sectiunea initiala)

Observatie: caracteristicile 1,2,3 sunt determinate pentru materialul fara defecte.

σ[MPa] B                         B’ C’ σ_R

C σ_R R_m

D D’

A’ R R’_mF

A CAT

T_D          T_S NDT T_R FTE FTP T[sC]

Fig. 1. Diagrama Puzak-Pellini

Din analiza diagramei anterioare se pot evidentia urmatoarele:

-Sub o anumita temperatura T_D, ruperea prin separare(clivaj) se produce la nivelul limitei de curgere (fara deformatii plastice premergatoare ruperii), deci: σ_R=R_m=R_p0,2.

Pentru oteluri carbon obisnuite T_D= -150sC.

-Deasupra temperaturii T_D, deformatii plastice mici, localizate, preced ruperea prin separare, astfel incat: σ_R,R_m>R_p0,2, mai mult intre T_D si T_S se produce cresterea lui σ_R si R_m cu temperatura, pana la temperatura T_S.

-Peste temperatura T_S se produce scaderea monotona a lui σ_R si R_m, o data cu cresterea temperaturii, iar ruperea este initiata ca rupere normala (precedata local de deformatii plastice).

-Curba ABCD descrie evolutia rezistentei la rupere (R_mF) a unei structuri ce contine o fisura de lungime mica (mai mica decat circa 5mm). Se observa ca R_mF este mai mica decat σ_R si R_m, si creste o data cu cresterea temperaturii.

In domeniul de temperaturi AB avem R_mF< R_p0,2 si structura se rupe prin separare inainte ca deformatia plastica macroscopica sa se dezvolte in sectiunea de rupere.

In domeniul de temperaturi BC avem R_mF= R_p0,2 . Punctul C marcheaza cea mai mare temperatura la care ruperea se poate produce fara o deformare plastica generalizata, definind temperatura de ductilitate nula NDT(nil ductility temperature). La temperatura NDT inca se mai produce ruperea prin separare cu aspect fragil.

In domeniul de temperaturi CD avem R_mF> R_p0,2 , iar R_mF creste puternic o data cu cresterea temperaturii. Acest domeniu se defineste ca un domeniu de tranzitie si aspectul ruperii apare ca un amestec de ruperi prin separare si prin forfecare. In punctul D ductilitatea este asa de mare incat ,practic, mascheaza influenta prezentei fisurii, astfel incat R_mF=R_m.

-Daca structura metalica contine fisuri mai mari , atunci la o anumita temperatura, mai mica decat NDT, R_mF scade invers proportional cu radacina patrata a lungimii fisurii (curba A’B’C’D’). De asemenea, NDT se deplaseaza spre temperaturi mai mari. Acest fapt este important pentru a consemna ca incercarile in conditii de laborator, deci pe epruvete ce contin fisuri mici, nu se pot extrapola la structuri de dimensiuni reale, ce pot contine fisuri mult mai mari.

S-a observat experimental ca pe masura ce lungimea fisurii creste rezistenta la rupere R_mF scade si se apropie de o limita inferioara, R’_mF. Aceasta limita este relativ invarianta in raport cu temperatura, in jurul temperaturii NDT (R’_mF = 35-56 MPa pentru oteluri carbon), dar creste sensibil cu temperatura peste NDT.

Curba (R’_mF-temperatura) are denumirea de curba temperaturii de inhibare a fisurii –CAT(crack arrest temperature) si defineste temperatura maxima(T_R) la care se mai produce propagarea instabila a fisurii –indiferent de extinderea initiala a acesteia- pentru un nivel dat al tensiunii aplicate. Cu alte cuvinte, pentru o tensiune data, la o temperatura T>T_R, propagarea fisurii este inhibata.

Intersectia curbei R’_mF-T cu curba R_p0,2-T defineste temperatura tranzitiei de la ruperea preponderent elastica la cea elasto-plastica FTE(fracture transition elastic).

Intersectia curbei R’_mF-T cu curba R_m-T defineste temperatura tranzitiei de la ruperea elasto-plastica la cea caracterizata de o deformatie plastica generalizata FTP(fracture transition plastic), la care influenta fisurii indiferent de marimea ei este indiscernabila.

Pentru utilizarea practica a acestei diagrame este necesara determinarea experimentala a marimilor caracteristice pentru propagarea si inhibarea fisurii si anume:curba CAT si temperatura NDT.

2. Incercarea cu soneta in cadere libera-PELLINI- DWT(drop-weight test)

Conditiile de incercare sunt reglementate de urmatoarele standarde, de exemplu: ASTM E 208, STAS 9261.

Pentru efectuarea incercarii sunt utilizate epruvete, prelevate din produse plate, cu urmatoarele dimensiuni:

-grosimea 16-19mm, latimea 50mm, lungimea 130mm, sau

-grosimea 20-25mm, latimea 90mm, lungimea 360mm.

In zona centrala a epruvetei se depune prin sudura un strat fragil, care dupa racirea sudurii se cresteaza ,prin prelucrare mecanica, pe o directie perpendiculara pe lungimea epruvetei, ca in Figura 1:

sudura

crestatura

Fig. 2. Epruveta PELLINI

Epruveta este racita pana la temperatura de incercare, prin imersie in amestecuri refrigerente,de exemplu: azot lichid +eter de petrol, sau zapada carbonica +alcool.

Se plaseaza epruveta pe suportii dispozitivului de sustinere, intr-un interval de timp mai mic de 15 secunde.

Se lanseaza soneta (energii de lansare de :350-1750J) care solicita epruveta la incovoiere prin soc.

Pe parte opusa aplicarii socului, suportul epruvetei are un opritor care limiteaza deformatia epruvetei la un unghi de aproximativ 5s , Fig. 2.

5s

Fig.3. Modul de rupere al epruvetei PELLINI

Fisurarea depunerii fragile este initiata la un unghi de incovoiere de aproximativ 3s (cand R_mF=R_p0,2). Incarcarea mai departe, pe cele 2s, conduce la propagarea fisurii, daca T<NDT, respectiv, la inhibarea propagarii fisurii, prin deformare plastica, pentru T>NDT.

Incercand mai multe epruvete, la nivele crescatoare de temperatura, se inregistreaza nivelul cel mai mare de temperatura la care epruveta s-a rupt complet. Acest nivel de temperatura reprezinta NDT.

Observatie: Rezultatele testelor pentru determinarea NDT au fost utilizate in proiectarea structurilor din oteluri ferito-perlitice de rezistenta joasa(C<0,28%).

De exemplu: temperatura minima de lucru a structurilor in prezenta unei amorse ascutite a fost definita astfel:

T_min>NDT, daca tensiunea maxima de solicitare, σ<35-55MPa;

T_min>NDT+17sC, daca tensiunea maxima de solicitare, σ< R_p0,2/2

T_min>NDT+33sC, daca tensiunea maxima de solicitare, σ< R_p0,2

T_min>NDT+67sC, daca tensiunea maxima de solicitare, σ< R_m

Aceste criterii se pot regasi in diagrama urmatoare, trasata pentru structuri cu fisuri de dimensiuni diferite. Din diagrama se observa ca o data cu scaderea dimensiunilor fisurilor, valorile tensiunilor admisibile cresc.

FTE

σ/R_p0,2

1,0 a₁

0,75 a₂

0,50 a₃ CAT a₄

0,25

a₅

NDT      17 33 67 T[sC]

Fig. 4. Variatia lui NDT in functie de tensiunea aplicata si lungimea fisurii

a₁-a₅, reprezinta lungimile fisurilor si sunt astfel ordonate: a₁<a₂<a₃<a₄<a_5.

Doua probleme apar la utilizarea in proiectare a diagramelor de acest tip:

-care este nivelul tensiunii care se ia in considerare in proiectare: tensiunea locala, sau tensiunea globala?

-existenta diferentelor de tenacitate intre diferite marci de oteluri din aceeasi clasa si chiar intre diferite sarje ale aceleiasi marci de otel.

3. Incercari de tip ROBERTSON (1953)

In incercarea Robertson se aplica o tractiune uniforma unei epruvete plate cu grosimea de 10-25mm.

cald σ rece

crestatura

impact

σ

T₂ T₁

temperatura de inhibare la tensiunea σ

Fig.5. Epruveta si conditiile de incercare la incercarea tip Robertson

Epruveta are la un capat o gaura continuata cu o crestatura (0,2-0,3mm), care are rolul de concentrator pentru initierea fisurii.

De-a lungul epruvetei se aplica un gradient de temperatura ΔT=T₂-T₁, astfel incat zona rece(rezultata de obicei, prin aplicarea de zapada carbonica) sa fie plasata la capatul cu concentrator, iar zona calda se plaseaza la capatul opus (incalzirea realizandu-se cu flacara sau cu rezistenta).

Se aplica apoi la capatul rece un soc, care initiaza propagarea fisurii. Fisura propagandu-se intr-un material cu temperatura din ce in ce mai mare, consuma din ce in ce mai multa energie pentru deformarea plastica la varful fisurii, astfel incat la o anumita temperatura se indeplineste conditia de inhibare.

Acest tip de incercare poate fi condus si in conditii izoterme, incercand mai multe epruvete, la nivele de tensiune din ce in ce mai mari, inregistrandu-se nivelul tensiunii de rupere in functie de temperatura de inhibare a propagarii.

In general, varianta de incercare izoterma releva o temperatura de inhibare mai mare decat varianta de incercare cu gradient de temperatura.

Se poate remarca ca incercarea de tip Robertson este singura care permite determinarea directa a curbei CAT. Totusi, influenta mare pe care o are rigiditatea masinii-a sistemului epruveta+ dispozitiv de incercare-ridica unele dubii asupra corelarii rezultatelor de laborator cu cele privind comportarea structurilor reale in exploatare.

4. Incercarea prin explozie (PELLINI-PUZAK, 1963)

Pentru efectuarea acestei incercari se utilizeaza epruvete, din produse plate, sub forma unor placi patrate cu latura de 350mm.

In centrul acestor placi se aplica o sudura cu un material dur, sudura in care se practica o crestatura, ce serveste la initierea fisurii.

Pentru incercare placa se aseaza pe un suport prevazut cu un orificiu circular, sarcina se aplica cu ajutorul unei explozii controlate, aplicate pe fata opusa crestaturii. In urma exploziei, la cea mai mica incovoiere, in stratul sudat, are loc initierea unei fisuri.

Incercarea se efectueaza la mai multe temperaturi, de la aproximativ 100sC, pana la temperaturi situate sub 0sC, la fiecare temperatura fiind incercata cate o placa.

Dupa aspectul ruperii se stabileste influenta temperaturii asupra propagarii ruperii.

a) T<NDT, rupere elastica

b) NDT<T<FTE, rupere elasto-plastica

c) FTE<T<FTP, rupere plastica

d) T>FTP, deformare plastica, fisurile nu se mai propaga

Este evident ca avand un numar suficient de mare de epruvete se pot determina , pe aceasta cale temperaturile: NDT,FTE,FTP.

Comparand rezultatele obtinute la incercarea prin explozie cu cele obtinute prin incercarea CHARPY V se pot stabili corelatii interesante:

-temperatura NDT determinata prin incercarea cu explozie, corespunde temperaturii de tranzitie determinate cu ajutorul orizontalei trasate la 13,6J, valoare ce reprezinta tenacitatea maxima a elementelor de constructie in care s-au produs initieri de fisuri in structurile metalice rupte in serviciu.

-temperatura FTE este apropiata de 27J, valoarea maxima a tenacitatii elementelor de constructie in care a avut loc propagarea fisurilor.

-temperatura FTP corespunde palierului superior din diagrama KV-T.

KV [J]

27

13,6

NDT FTE FTP T [sC]

Fig.  6. Curba de tranzitie ductil-fragil pentru oteluri de constructie

5. Limitari ale conceptului temperaturii de tranzitie

Este important de remarcat cateva limitari in aplicarea filozofiei temperaturii de tranzitie in proiectare.

Valoarea temperaturii de tranzitie determinate prin incercarile mentionate anterior este dependenta de grosimea epruvetei utilizate (Figura 6). Evaluand acest efect, Mc Nicol a observat ca NDT , pentru mai multe oteluri, determinat pe baza energiei, expansiunii laterale, aspectului ruperii, creste o data cu cresterea dimensiunilor epruvetei CHARPY V.(grosimea epruvetelor variind intre 1,25mm si 15mm si au fost prelevate din semifabricate de otel carbon)

KV [J]

1,25mm 2,5mm 10mm 15mm

-80 -60 -40 -20 0 20 40 T [sC]

Fig.7. Modificarea temperaturii de tranzitie in functie de grosimea epruvetelor

Cresterea temperaturii de tranzitie o data cu cresterea grosimii epruvetei este de asteptat ca sa atinga un maxim pentru starea plana de deformare(s.p.d.), iar NDT poate fi folosita in proiectare daca determinarea ei s-a facut utilizand epruvete cu aceeiasi grosime ca si structura.

energia [J]

230

KV DWT

110

-20 temperatura [sC]

Fig. 8. Variatia energiei de rupere in functie de temperatura in cazul incercarii de rezilienta si a incercarii Pellini

Astfel, in diagrama din Figura7. este ilustrat faptul ca temperatura de tranzitie ,NDT, determinata prin incercarea DWT(deci utilizand epruvete cu grosimea egala cu cea a structurii) a fost mult mai mare decat NDT determinat prin incercarea CHARPY V.

Suplimentar fata de efectul grosimii asupra NDT exista anumite incertitudini legate de influenta lungimii fisurii initiale asupra temperaturii de tranzitie.

Astfel, tinand seama de relatia de definitie a lui K_c=σ πa)^1/2 se poate trasa urmatoarea diagrama ( Figura 8).

R_p0,2(T₂)

R_p0,2(T₁) T₁>T₂ K_c)

a₃ a₂ a₁ a [mm]

Fig. 9. Variatia lui K_c in functie de lungimea fisurii

Linia continua reprezinta tenacitatea materialului K_c, presupunand conditii ideal-elastice. Liniile intrerupte reflecta plasticitatea la varful fisurii.

Pe baza energiei necesare pentru ruperea unei piese, conditiile fragile vor fi asociate partii din dreapta diagramei, iar comportarea tenace celei din stanga.

In consecinta, o bara crestata cu o fisura de lungime a₁ va fi fragila la temperatura T₁, dar acelasi material cu o fisura de lungime a₂ sau a₃ va avea o comportare tenace, la aceeasi temperatura.

Daca temperatura scade de la T₁ la T₂ , raspunsul materialului cu o lungime de fisura a₂ va trece de la tenace la fragil si va ramane tenace pentru fisura de lungime a₃.

Din aceasta discutie este evident ca se poate obtine un interval de “temperaturi de tranzitie” schimband grosimea epruvetei si/sau lungimea fisurii. De aceea, corelarea rezultatelor de laborator cu comportarea reala a structurilor necesita o serie de factori de corectie.

6. Corelatii intre tenacitatea la rupere (G_c,K_c ) si energia de impact (KV)

Desi este dificil de corelat rezultatele obtinute pe probe de rezilienta cu cele obtinute in urma ruperii structurilor metalice. Rezultatele obtinute pe baza incercarii CHARPY V au o serie de avantaje: simplitatea metodei, pretul de cost scazut al echipamentului si al incercarii.

Recunoscandu-se aceste avantaje, multi cercetatori au incercat sa modifice procedurile de incercare, pentru a extrage un plus de informatie.

Orner si Hartbower au prefisurat epruvete CHARPY V , astfel incat energia de rupere sa reprezinte numai energia de propagare a fisurii(E_p), nu si cea asociata initierii acesteia(E_i). Energia totala (E_t) fiind egala cu suma celor doua componente:

E_t = E_i + E_p

In urma acestor incercari ei au gasit ca se poate obtine o corelatie intre tenacitatea la rupere, determinata in conditii statice, G_c, si E_p/A, unde A reprezinta suprafata sectiunii transversale dupa rupere a epruvetelor CHARPY V prefisurate,.

Rezultatele prezentate in Fig.9. au fost obtinute utilizand epruvete din aluminiu cu o grosime de 3,2mm.

Aplicabilitatea metodei este restrictionata la materialele cu o sensibilitate scazuta la viteza de deformare, deoarece se compara rezultate obtinute in regim dinamic(CHARPY V) cu valori ale tenacitatii obtinute in urma incercarilor in regim static(G_c).

E_p/A 60

[kJ/m²] 40

20

0

20 40 60 G_c [kJ/m²]

Fig. 10. Corelatia dintre energia specifica de propagare a fisurii, E_p/A si rata critica de eliberare a energiei elastice, G_c

De asemenea, neglijarea energiei cinetice absorbite de catre epruvetele rupte, ca parte a procesului de transfer de energie, duce la rezultate neconcludente in cazul materialelor fragile, la care componenta energiei cinetice nu mai este neglijabila.

Pentru a determina sensibilitatea la viteza de deformare a unui material, Orner si Hartbower au utilizat epruvete CHARPY V prefisurate, pe care le-au rupt la impact si prin incovoiere in conditii cuasi-statice.

Barsom si Rolfe au verificat ipoteza, comparand direct rezultatele obtinute in urma incercarii epruvetelor CHARPY V prefisurate , la impact si la incovoiere cuasi-statica, cu cele obtinute in urma determinarii lui K_Ic.

Ei au observat ca viteza de deformare induce o modificare a temperaturii de tranzitie pentru diferite oteluri cu R_m = 275-1725 MPa. Deplasarea cea mai mare a temperaturii de tranzitie se produce la otelurile de joasa rezistenta si nu s-a observat o sensibilitate importanta la viteza de deformare in cazul otelurilor cu R_m>825 MPa.(Figura 10.).

In concluzie, conceptele si metodele analitice ale mecanicii ruperii, conjugate cu caracteristicile de tenacitate, experimentale(K_Ic, K_c, KV), determinate pe baza acestor concepte dau posibilitatea dimensionarii constructiilor tehnice, cu luarea in considerare a defectelor inerente materialelor reale.

ΔNDT   -80 ΔNDT = NDT_incovoiere -NDT_impact

[sC]

-60

-40

-20

0

250 500 750 1000 1250 1500 1750 R_m[MPa]

Fig. 11. Sensibilitatea la viteza de deformatie in functie de rezistenta la rupere a otelului