Materiallære. 1 [1] 8251901383 [PDF]

Zitiervorschau

Asbjørn Markestad og Magne Maage

MATERIALLÆRE DEL I

Institutt for bygningsmateriallære Norges tekniske høgskole

Universitetet i Trondheim

TAPIR 1975

M Nasjonalbiblioteket Depotbiblioteket

FJkM

»r>wr*Ci»T

ISBN 82-519-0138-3

V

forord

Denne boken utgjør første del av materiallæren som

gis i grunnkurset for bygningsingeniørstudentene ved Norges

tekniske høgskole i andre studieåret.

Pensum i kurset er

imidlertid gjenstand for endringer fra tid til annen og svarer derfor ikke til bokens omfang som mer er bestemt av

en helhetsvurdering.

I innholdslisten annonseres også del

2 slik den er planlagt.

Vesentlige deler av del 2 brukes

foreløpig i undervisningen i form av et ringhefte.

Under­

visningen suppleres med regneoppgaver som blir gjennomgått

etter hvert.

Studentene får disse■særskilt.

Foruten dette

obligatoriske grunnkurset gir instituttet flere valgbare

kurs for studenter i høyere årskull eller som opplegg for Dr.-ing. studerende. For noen ti-år siden var materiallæren for bygnings­ ingeniører en ren beskrivelse av de enkelte materialer med

hovedvekt på data over de egenskaper som har størst betydning

for konstruktøren. materiallære.

Med andre ord en beskrivende, empirisk

I dag finnes det på et hvert rådgivende inge-

niørkontor handbøker respektive samlinger av datablad som gir

slike opplysninger.

En kan spesielt vise til følgende to

serier: A/S Byggtjeneste, Oslo: Byggkatalogen Norges byggforskningsinstitutt: Byggdetaljblader m.v.

Uten å tape av syne at det er bygningsingeniørens behov som skal dekkes, har forfatterne søkt å trekke inn en

mer generell materiallære.

Bestemmende for materialegen-

skapene en kan utnytte i praksis er materialenes indre opp­ bygging og struktur.

Strukturen er igjen bestemt av fysi­

kalske, kjemiske og mekaniske prinsipper.

For bygningsingeni­

øren blir makrostrukturen av størst interesse.

Med denne som

basis har vi søkt å belyse hvorfor et material opptrer som det gjør, og ikke bare hvordan. Med økt forståelse av den

logiske konsekvens som rår, mellom struktur og egenskaper håper en å vekke økt interesse for bygningsmaterialene.

Pa

VI

grunn av de store milliardbeløp som årlig investeres på bygg- og anleggssektoren, hviler det et stort samfunns­

messig ansvar på bygningsingeniøren.

Riktig valg og full

utnyttelse av materialene innenfor de grenser som hensynet til sikkerheten setter, gir maksimal utnyttelse av ressur­ sene. Med den raske utvikling som foregår, vil en bok som denne trenge revisjon med relativt korte mellomrom. For å lette en slik revisjon av enkeltvise kapitler, har vi holdt

disse adskilt i paginering og figurnummer. Den faglitteratur vi i særlig grad har støttet oss er gjengitt etter hvert kapittel.

Dette kan samtidig

være anbefalt lesning for den som vil studere et tema mer inngående. Med velvillig tillatelse fra Norges Standard­

iseringsforbund har vi rett ofte benyttet oss av tabeller og figurer m.v. hentet fra nærmere angitte standard blad.

I noen av disse standardblad er ennå ikke de nye SI-enheter innført, men ellers har en over alt hvor det er mulig, brukt de nye enhetene.

For enkelte kapitler har vi søkt bistand hos spesia­ lister under revisjon av stoffet. I en særskilt stilling i sa mate står kapittel 12:

Korrosjon av metalliske materi­

aler, idet dette kapittel i sin helhet er forfattet og fore­ lest av laboratorieingeniør Ivar Gukild, leder av kjemisk

seksjon ved NTH's materialprøvningsanstalt.

Vi takker også

enhver ellers innenfor og utenfor instituttet som har bistått

oss på en eller annen måte i dette arbeidet.

Institutt for bygningsmateriallære, august 19 75

Magne Maage

Asbjørn Markestad

VII

INNHOLDSFORTEGNELSE Side

DEL I

ALLMENN OVERSIKT

Kap. 1

1.1

Fagets plassering i det totale fagspekter

1-1

1.2

Økonomiske aspekter

1-1

1.3

Materialegenskapene

1-2

1.4

Valg av materialer

1-3

MATERIALENES STRUKTURELLE OPPBYGGING

Kap. 2

2-1

2.1.1

Atomet Elektronstrukturen

2.2

Bindingstyper

2-3

2.2.1

lonebinding

2-4

2.2.2

Kovalent binding

2-5

2.2.3

Metallbinding

2-6

2.2.4

van der Waals binding

2-6

2.2.5

Hydrogenbinding

2-7

2.2.6

Bindingsenergi, bindingskrefter

2-7

2.3

Aggre gattilstander

2-10

2.3.1

Gitterstruktur i krystaller

2-12

2.3.1.1

Kubisk romsentrert struktur

2-12

2.3.1.2

Kubisk flatesentrert struktur

2-13

2.3.1.3

Heksagonal, tettpakket struktur

2-13

2.3.1.4

Tetragonal, romsentrert struktur

2-14

2.4

Isotrope, anisotrope, homogene og

2.1

heterogene materialer Kap. 3

2-2

2-14

MATERIALENES FASTHETSEGENSKAPER

3.1

Spenning

3-1

3.2

Elastisitet

3-4

3.2.1

Rettlinjet elastisitet

3-4

3.2.2

Ikke-rettlinjet elastisitet

3-6

3.3

Utenfor det elastiske området

3-8

3.3.1

Sprø materialer

3-8

3.3.1.1

3-11

3.3.1.2

Teorier for sprøbrudd Brudd og bruddformer i sprø materialer

3.3.2

Duktile materialer

3-14

3-13

VIII

Side 3.3.2.1

Dislokasjoner i krystaller

3-16

3.3.2.2

Fastning

3-18

3.3.2.3

På- og avlasting fra flyteområdet

3-21

3.3.2.4

Restspenninger

3-22

3.3.2.5

Bauschingereffekten

3-24

3.3.2.6

Plastisk område

3-25

3.3.2.7

Brudd og bruddformer i seige materialer

3-27

3.3.2.8

Diskontinuerlig flyting

3-28

3.4

Virkelige og konvensjonelle spenninger og tøyninger

3-30

3.5

Flerakset spenningstilstand

3-33

3.5.1

Flyte- og bruddkriterier Utmatning

3-34

3.6

3.6.1

3-36

3.6.2

Utmatningsmekanismer S-N-diagram

3-41

3.6.3

Smith-diagram

3-42

3.6.4

DeIskadehypotesen

3-44

3.7

Dynamiske og termiske effekter

3-45

3.7.1

Dynamiske effekter

3-45

3.7.2

Termiske effekter

3-47

3.7.3

Duktil-sprø overgang

3-48

Kap. 4

3-38

MATERIALENES DEFORMASJON SOM FØLGE

AV LASTPÅKJENNING 4.1

Deformasjonstyper

4-1

4.2

Momentan deformasjon

4-2

4.2.1

Momentan elastisk deformasjon

4-2

4.2.2

Plastisk deformasjon (flyting)

4-3

4.3

Tidsavhengige deformasjoner

4-4

4.3.1

Forsinket elastisk del

(elastiske

ettereffekter)

4-4

4.3.2

Viskøs deformasjon

4-7

4.4

Kryping

4-11

4.4.1

Analyse av krypkurve for strekkbelastede prøver

4-11

4.4.2

Boltzmanns superposisjonsprinsipp

4-14

4.4.3

Spenningsrelaksasjon

4-16

4.5

Mekaniske deformasjonsmodeller

4-17

4.5.1

Maxwells modell

4-18

4.5.2

Kalvins modell

4-21

4.5.3

Burgers modell

4-22

4.6

Tixotropi

4-23

5

MATERIALPRØVNING - METALLISKE MATERIALER

5.1

Innledning

5-1

5.1.1

Generelle betraktninger

5-1

5.1.2

Konstruksjonsmaterialer

5-2

5.1.3

Begreper som brukes i materialprøv5-3

5.1.4

ningen Materialprøvningens utvikling og

organisasjon

5-7

5.2

Prøvningsmaskiner

5-10

5.3

Måleinstrumenter

5-17

5.4

Strekkprøvning

5-23

5.4.1

Flytegrense

5-23

5.4.2

Strekkfasthet

5-24

5.4.3

ForlengeIseskriterier

5-24

5.4.4

Bruddkontraksjon

5-26

5.5

Teknologisk bøyeprøvning

5-27

5.6

Hardhetsprøvning

5-29

5.6.1

Klassifisering av metoder

5-29

5.6.2

Inntrykkshardhet

5-30

5.7

Skårslagprøvning

5-33

5.8

Utmatningsprøvning Ikke-destruktive prøvningsmetoder

5-36

5.9 . 6

5-37

TREKK FRA METALLURGIEN

6.1

Metallenes gitterstruktur

6-1

6.2

Metallenes kornstruktur

6-4

6.3

6-6

6.4

Faser og fasediagrammer Metoder for påvirkning av egenskapene

6.4.1

Forsterkningsmekanismer

6-12

6.4.2

Metoder for tilpassing av metallenes

6.5

6-17 egenskaper Målbevisst bruk av plastisk deformasjon

6-12

og kontrollert varmebehandling hver for

seg eller i kombinasjon i teknologiske prosesser

6-21

X

Side

Kap. 7

STÅL

7.1

Betegnelser

7-1

7.2 7.2.1

Framstilling av råjern Råstoffet er jernmalm

7-1

7.2.2

Råj ernsprosessen

7.3

Framstilling av stål

7-5

7.4

Jern-karbon legeringer

7-13

7.5

Jern-karbon fasediagrammet

7-14

7.6

Vamebehandling av stål

7-17

7.7

Karbonstål, karbon-manganstål og

7-1 7-3

mikroligerte stål for sveiste

konstruksjoner

7-25

7.8

Utmatningsfasthet

7-30

7.9

Norsk Standard NS 12101,

Alminnelige konstruksjonsstål 7.10

7-31

Norsk Standard NS 481

Armeringsstål

7-33

7.10.1

Handelsformer og krav

7-33

7.11

Legerte konstruksjonsstål

7-42

7.12

Stål som ikke skal sveises

7-44

Kap. 8

RUSTBESTANDIGE STÅL

8.1

Kromstål,

"rustfritt" stål

8-1

8.2

Syrefaste, "rustfrie" stål

8-2

Kap. 9

STØPEJERN

9.1

Støpejern, sammensetning og egenskaper

9-1

9.2

Anvendelse og klassifisering av støpejern

9-3

9.3

Kulegrafittjern

9-6

Kap. 10

KOBBER OG KOBBERLEGERINGER

Kap. 11

LETTMETALLEGERINGER

11.1

Aluminium

11-1

11.2

Magnesium og magnesium legeringer

11-14

Kap. 12

KORROSJON

12.1

Korrosjonsmodeller

12-1

12.1.1

Elektrolytisk korrosjon

12-1

12.1.2

Et tørrelement

12-4

XI

Side 12.1.3

Korrosjonsmodellen

12-10

12.2

Potensial-årsaken til korrosjon

12-12

12.2.1

Likevektspotensial for anodereaksjoner

12-12

12.2.1.a

Potensialdannende reaksjoner

12-13

12.2.2

Spenningsrekker

12-17

12.2.3

Likevektspotensialer for katodereaksjoner

12-20

12.3

Hastigheten på korrosjon

12-25

12.3.1

Polarisasjon

12-27

12.3.2

Anodiske polarisasjonskurver

12-34

12.3.3

Katodiske polarisasjonskurver

12-39

12.3.4

Ohmsk motstand i elektrolytter

12-44

12.3.5

Polarisasjonsdiagram

12-46

12.4

Pourbaix diagram

12.4.1

Hva er et Pourbaix-diagram?

12-51

12.4.2

Praktisk bruk av Pourbaix-diagrammet

12-57

A/S NORSK JERNVERK STIKKORDREGISTER

DEL II Kap. 13

VOLUMENDRINGER SOM FØLGE AV TEMPERATUR OG

FUKTVARIASJONER Kap. 14

DENSITET, ROMDENSITET, PORØSITET, PERMEABILITET

Kap. 15

FUKTIGHET I MATERIALER

Kap. 16

VARMETRANSPORT

Kap. 17

MATERIALER UTSATT FOR FROST

Kap. 18

MATERIALER UTSATT FOR HØYE TEMPERATURER

Kap. 19

LYDFORPLANTNING - LYDISOLASJON

Kap.

20

BETONGMATERIALER

Kap. 21

LETTBETONG

Kap. 22

TEGLFRAMSTILLING OG PRØVING

- XII

Kap. 23

TREVIRKE

Kap. 24

PLASTMATERIALER

Kap. 25

HJELPEMATERIALER

Kap. 26

SLITELAG - GULVBELEGG

Kap. 27

ISOLASJONSMATERIALER

Kap. 28

KJEMISKE ANGREP PÅ BETONG

Kap. 29

MATERIALKLASSIFISERING - UDK - OG SfB-SYSTEMENE

Kap. 1

1

Kap. 1

ALLMENN

1.1

FAGETS PLASSERING I DET TOTALE FAGSPEKTER

OVERSIKT

I faget materiallære vil en prøve å gi forklaring på

sammenhengen mellom de enkelte materialers og materialgruppers fysikalske egenskaper og deres oppbygging, sammensetting og struktur. Faget har således kontakt med det kjemisk/fysiske fagområdet når det gjelder oppbygging, sammensetting og struktur av materialet.

På den annen side

har faget kontakt med det konstruktive fagområdet, kanskje

først og fremst mekanikk og statikk, når det gjelder fysi kalske og mekaniske funksjonsegenskaper. Dette er ikke ment som noen fullstendig beskrivelse

av materiallærens plassering i det totale fagspekteret, men det gir en viss forståelse av hvor vi befinner oss.

1.2

ØKONOMISKE ASPEKTER

Det finnes ingen fullstendig oversikt over de økono­

miske aspekter ved forskjellig materialforbruk.

En kan

likevel slå fast at ingeniøren er den største matenalforbrukeren i verden i dag både når det gjelder vekt,

volum og penger.

Den vesentligste delen går med til ny­

bygg, men vedlikeholdskostnadene er i vår tid vesentlige

og regnes å ligge på omlag 25% av investeringene.

Dette

er en alt for høy prosent, som kan reduseres betraktelig

ved riktig bruk av materialer og riktig konstruktiv utforming. Det er hevdet at materialindustrien i 1960 produserte

16 000 ulike artikler og at 5 - 600 nye kommer til hvert år.

Det er da klart at valget både mellom de forskjellige

materialtyper og de forskjellige produkter ma være vanskelig. For å gjøre de riktige valg er det viktig a ha god kjennskap til materialenes egenskaper og hvorfor de

oppfører seg som de gjør.

Kap. 1

1.3

2

MATERIALEGENSKAPENE

Materialene karakteriseres ved sine generelle egen­ skaper, som kan inndeles på grunnlag av de praktiske behov som alt i alt skal dekkes. For konstruksjonsmaterialenes vedkommende er vi først

av alt interessert i deres mekaniske egenskaper.

Dette

begrep omfatter for det første materialenes fasthetsegenskaper, bl.a. duktilitet, hardhet og evnen til å ta opp

krefter, og for det annet deres teknologiske egenskaper,

som angir materialenes evne til å la seg forme ved støping, smiing, trekking m.v. Med fy5ikalske egenskaper forstår man materialenes evne til å lede elektrisitet og varme m.v., og med

kjemiske egenskaper forstås evnen til å motstå angrep av kjemisk art, jfr. bl.a. korrosjon.

Når man skal utnytte et material på den mest rasjonelle mate, ma en kjenne dets egenskaper mer spesifikt. Dette oppnås ved materialprøving og da helst ved bruk av standardi

serte metoder. Eksempelvis er en bruddfasthet på 35 N/mm2 for en betong en spesifikk egenskap som det har lykkes dette materiale å oppnå under de klimatiske betingelser det har vært utsatt for.

Men dette viktige, egenskaps-

karakteriserende tall ble oppnådd under bestemte forhold inne i og utenfor prøvestykket under prøvingen.

Det måtte

ha et visst innhold av fuktighet, forholdet høyde : minste

sidekant være som bestemt, sentreringen i pressen og på­ føringen av last være som foreskrevet osv., for bare å nevne noen av de faktorene som i dette tilfelle påvirker den karakteriserende størrelsen.

En ingeniør som skal vurdere et materiales fasthets-

egenskaper ut fra målte fasthetsverdier, må derfor alltid være klar over hvilke forhold verdiene gjelder for.

Et

materiale som er seigt ved normale bruksforhold kan bli

Kap. 1

3

sprøtt under andre forhold, oftest ved lav temperatur og slagaktig påkjenning.

Han må videre være klar over

materialenes egenart og sikre seg at fasthetsegenskapene blir fastlagt under forskjellige kraftpåvirkninger som trykk, strekk, bøying, utmatting etc., alt etter hvilken

funksjon materialet vil få i konstruksjonen.

Videre må ingeniøren være klar over at langtidseffekter kan endre egenskapene.

Eksempelvis kan porøse materialer

brytes ned ved frostpåkjenning, cementbundne materialer blir nedbrutt av kjemisk surt miljø, metaller angripes

ved korrosjon, tre råtner osv. Materialegenskapene blir i det alt vesentlige

karakterisert ved tallverdier bestemt ved eksperimentelle forsøk.

Forsøksbetingelsene er helt avgjørende for

resultatene og en tilstreber å bruke mest mulig veldefi­ nerte og standardiserte metoder, slik at resultater fra forskjellige laboratorier direkte kan sammenlignes.

1.4

VALG AV MATERIALER Etter det som er sagt foran, er det klart at material­

valget er vanskelig.

En må først bestemme hvilken

materialgruppe (stål, betong, tre osv.)

som skal brukes.

Innen hver gruppe står valget mellom flere materialtyper som igjen inneholder flere materialkvaliteter.

Skal man

ha håp om å velge riktige materialer, er det en forutsetning at materialkunnskapene er gode.

De tre viktigste momenter ved materialvalg er a) funksjonsegenskapene i den aktuelle brukssituasjonen, b) motstand mot nedbryting i den aktuelle brukssituasjonen og d) økonomien.

Kap. 1

4

Brukssituasjonen må analyseres grundig før materialenes funksjonsegenskaper kan bestemmes. I ekstreme tilfelle må

materialegenskapene undersøkes spesielt.

Viktig er det å

skaffe seg kjennskap til de langsiktige endringer av egen­

skapene.

I de økonomiske vurderinger må både investerings-

og vedlikeholdsutgiftene være med. Optimalisering av hver av de tre punktene samtidig er

vanligvis umulig.

En må foreta vurderinger og avveiinger

der bedring i en retning kan gi dårligere dekning av kravene i andre retninger.

I en rekke tilfelle vil den beste løsningen være å la konstruksjonsdelen bli en kombinasjon av flere materialer.

Eksempelvis vil en varmeisolerende yttervegg bestå av en fysisk sterk ytterkledning (tre, eternitt, stål osv.), en varmeisolerende del (steinull, isopor osv.), en bærende del (tre, betong osv.), en innvendig kledning og diverse lag papp. For de mest vanlige konstruksjoner og materialer rår

en over omfattende erfaringer og anbefalte løsninger finnes. I var tid blir imidlertid ingeniøren utsatt for en flom av

nye materialer samtidig som nye brukssituasjoner blir aktuelle. Konstruksjonene blir også større, slik at eventuelle feildisponeringer kan føre til mye alvorligere

konsekvenser enn tidligere.

Alt dette stiller store krav til materialforbrukerens kunnskaper på dette området.

Kap. 1 - 5

LITTERATURHENVISNING 1.

Richards, C.W.: "Engineering Materials Science",

Wadsworth Publishing Company, Inc., Belmont, California. 2.

Bergstrom, S.G. og flere: "Allmån kurs i Byggnadsmateriallåra", Tekniska Hogskolan i Lund, 1970.

Kap. 2

Kap. 2

1

STRUKTURELLE

MATERIALENES OPPBYGGING

Materialenes egenskaper er bestemt av den atomære oppbyggingen.

Grunnlaget for å forstå materialegenskapene

er at en kjenner grunnstoffene og de bindinger som binder atomer og molekyler sammen til et materiale.

En må videre

kjenne til hvorledes enhetene innordner seg i forskjellige

systemer og hvorledes den strukturelle oppbyggingen blir. 2.1

ATOMET Atomet består som kjent av en kjerne med elektrisk

positivt ladete protoner og ikke-ladete nøytroner.

Massene

i protonet og nøytronet er

omtrent like store og deres

totale antall angir atomets atomvekt.

Eksempelvis har

jern (Fe) 26 protoner og 30 nøytroner og dets atom­

vekt er omtrent 56. Rundt kjernen beveger

elektronene seg i mer eller

mindre faste baner.

Elektronets masse er bare Fig.

ca. 1/2000 av protonets

2.1

Skjematisk framstilling

av et atom .

masse, men bærer en negativ elektrisk ladning

lik protonets i størrelse. I et stabilt atom er nettoladningen lik null.

Antall

elektroner og protoner er da like stort og dette tallet

kalles atomnummeret.

Eksempelvis har jern-atomet 26

elektroner og 26 protoner og atomnummeret er 26. I et atom kan antall nøytroner variere litt fra det

normale.

Dette resulterer i variable atomvekter og slike

atomer kalles isotoper.

Eksempelvis kan jern-atomet inne­

holde 28, 31 og 32 nøytroner i stedet for de vanlige 30.

Atomvekten for disse isotopene er henholdsvis 54, 57 og 58.

Kap. 2

2

Naturlig jern inneholder en del isotoper.

Dette resulterer

i en gjennomsnittlig atomvekt på 55,85.

Elektronstrukturen

2.1.1

Elektronenes antall og baner i forhold til kjernen er

avgjørende for atomenes gjensidige påvirkning og måten de

bygger opp et stoff på.

Modellen i fig. 2.2 skal hjelpe

til med å illustrere dette.

En tenker seg at elektronene

går i bestemte skall med forskjellige radier rundt kjernen. Hvert skall representerer

et energinivå, det minste skallet representerer det

laveste energinivået. Hvert skall eller energi­

nivå har en bestemt elek-

tronkapasitet, det kan bare inneholde opp til

et bestemt antall elek­ troner.

Eksempelvis kan

det innerste elektron-

skallet inneholde inntil 2 elektroner, mens det

andre elektronskallet kan oppta inntil 8

elektroner.

Fig.

2.2

Skjematisk framstilling av et atoms elektronskalI.

Elektronskallene blir alltid fylt opp innenfra. Først når et skall er fullt, begynner det utenforliggende skallet å fylles.

Et atom er uhyre lite reaktivt når det ytterste

skallet er fullt og atomet er elektrisk nøytralt.

Eksempel

pa stabile atom er edelgassene helium, neon, argon osv.

Grunnstoffene kan føres opp i tabellform etter stigende atomnummer på en slik måte at egenskapene varierer etter et

periodisk system.

Dette skal vi ikke gå nærmere inn på her

Når det ytterste skallet ikke er fullt, benevnes

elektronene i dette skallet valenselektronene og antall

elektroner i det ytterste skallet angir atomets valens.

Kap. 2-3

Eksempelvis har hydrogen ett elektron i det ytterste skallet og valensen er en.

Tallet på valenselektroner er avgjørende for atomets egenskaper og dets forhold til andre atomer.

Valens-

elektronene er løsere bundet til resten av atomet enn de andre elektronene og kan tjene flere kjerner samtidig. Dette blir behandlet grundigere under omtalen av de for­ skjellige bindingstypene.

Et atom som ikke har like mange protoner og elektroner er ustabilt og kalles ion.

Ioner med overskudd av elektroner

er elektrisk negativt ladet og protonoverskudd gir positive ioner.

Ioner som er ulikt ladet, tiltrekker hverandre og likt ladete ioner frastøter hverandre. 2.2

BINDINGSTYPER Avhengig av bindingskreftenes art deles bindingene i

følgende rene typer: 1.

lonebinding

2.

Kovalent binding

3.

Metallbinding

4.

van der Waals-binding

5.

Hydrogenbinding

I praksis har en sjelden de rene bindingstypene hver for seg.

Mellomting mellom de forskjellige typene er vanligere. Det er bindingskreftene mellom atomene som er grunnlaget

for oppbygging av materialene.

Bindingskreftene består bade

av tiltrekkende og frastøtende krefter mellom atomene, som

da tilstreber å innta en likevektsposisjon. omtalt nærmere i tilknytning til fig. 2.8.

Dette blir

Kap. 2

2.2.1

4

lonebinding

lonebinding oppstår mellom atomer som har en, to eller tre elektroner i sitt ytterste skall og ett eller

flere atomer som mangler elektroner i sitt ytterste skall for at dette skal være fullt.

lonebinding oppstår derfor

mellom to eller flere atomer av forskjellige grunnstoffer, lonebinding kan illustreres ved hjelp av vanlig koksalt, NaCl.

På fig. 2.3.a er Na- og Cl-atomene illustrert hver for seg.

Na-atomet har ett elektron i sitt ytterste skall,

mens Cl-atomet mangler ett elektron i sitt ytterste skall for at dette skal være fullt.

Når de to atomene kommer i

passelig avstand fra hverandre, fig. 2.3.b, vil det ene elektronet hos Na-atomet overføres til Cl-atomet.

Na-atomet

går da over til å bli et positivt ladet Na-ion og Cl-atomet blir tilsvarende et negativt ladet Cl-ion.

krefter mellom ionene.

Det oppstår

Kraftpotensialet rundt et ion er

likt i alle retninger og ionene har tendens til å innrette seg i et romlig, systematisk mønster som vist for NaCl i fig. 2.4.

Kap. 2-5

lonebindingen er relativt

sterk (se tabell 2.1) og resulterer eksempelvis i materi­

® Na

aler med stor hårdhet, høyt

O Cl’

smeltepunkt og lav elektrisk

ledningsevne.

Fig.

2.4

NaCI - krystall .

Kovalent binding

2.2.2

Kovalent binding oppstår når elektronområdene fra to

atomer overlapper hverandre slik at elektronene i de ytterste skallene blir felles for begge atomene.

Kovalent binding

er illustrert i fig. 2.5 ved hjelp av Cl-atomer.

I fig.

2.5.a er vist to Cl-atomer hver for seg som mangler et elektron i sitt ytterste skall.

I fig. 2.5.b er vist

det tilsvarende Cl2“molekylet der atomene deler ett

elektronpar.

Cl-atomene blir skiftevis positivt og negativt

ladet, og det oppstår elektrostatiske krefter som ved

(b)

Fig.

2.5

Kovalent binding med CI2 som eksempel.

Kap. 2

6

Ofte kan det være vanskelig å avgjøre om lone- eller kovalent binding foreligger. Se tabell 2.1.

ionebindinger.

2.2.3

Metallbinding

Metallbindingen minner om kovalent binding ved at

atomene deler på elektronene.

Forskjellen er at i den

metalliske bindingen ligger de positive kjernene i en atmosfære av negative elektroner.

Det er valenselektronene

som danner denne elektronatmosfæren, og atmosfæren oppstår

fordi valenselektronene er lett bevegelige i metallene. Dette forklarer metallenes gode ledningsevne både for varme og elektrisitet.

Metallbindingene virker i alle

retninger og vil fungere like godt om materialet deformeres. Dette er noe av forklaringen på metallenes duktile egen­ skaper som vi skal komme tilbake til i kapittel 3.

Metall­

binding gir vanligvis en tettpakket krystallinsk struktur, se tabell 2.1.

2.2.4

van der Waals binding van der Waals binding oppstår mellom atom og molekyler

som ikke er ionisert.

Elektrostatiske krefter oppstår

fordi elektronene er i stadig bevegelse rundt kjernen.

I et meget kort tidsintervall kan det hende at elektron-

fordelingen blir usymmetrisk, slik at det oppstår et dipolmoment.

Fig.

I fig. 2.6 er dette vist skjematisk.

2.6

van der Waals binding pga. usymetrisk elektronfordeling.

Når to

Kap. 2

7

slike atomer eller molekyler kommer nær hverandre, oppstår

det krefter mellom dem.

van der Waals binding er svak

sammenlignet med de tre førstnevnte bindingstypene , se tabell 2.1.

Dette resulterer blant annet i lavt smelte-

og kokepunkt.

Denne bindingstypen har stor interesse i

forbindelse med adhesjon av gasser til faste materialer.

2.2.5

Hydrogenbinding Hydrogenbinding er egentlig ikke en egen bindingstype,

men resultatet av en permanent dipol i motsetning til i van der Waals binding der dipolen er raskt skiftende.

På

grunn av dipolens permanente natur, blir denne bindingstypen Fig. 2.7 viser bindingen noe sterkere igjen, se tabell 2.1.

mellom vannmolekyler H

som eksempel på

hydrogenbinding.

Bindingstypen er

viktig, fordi den

forklarer en del unormale egenskaper

hos flere materialer. Strukturen i mange Fig.

2.7

Hydrogenbinding mellom to vannmolekyler ( is ) .

faste stoffer, fast-

hetsegenskapene i

fiberstoffer som cellulose og nylon, og en rekke andre forhold kan forklares ved at hydrogenbinding er til stede. 2.2.6

Bindingsenergi, bindingskrefter Mellom atomene i et materiale finnes det både til­

trekkende og frastøtende krefter.

De tiltrekkende kreftene

er omtalt under de forskjellige bindingstyper , mens de fra­ støtende kreftene er et resultat av at atomene kommer for nær

hverandre, slik at de negative elektronområdene overlapper hverandre.

Kap. 2-8

Tabell 2.1.

Eksempel på bindingstyper, bindingsenergi og noen tilhørende egenskaper.

Bindingstype

Eksempel

lonebinding

NaCl

Bindings­ energi i KJ/mol 755

LiF

1010

Egenskaper

Stor hårdhet, høyt

smeltepunkt, lav elektrisk lednings­

evne . Kovalent

Diamant

binding

SiC

710

1185

Stor hårdhet, dårlig elektrisk lednings­

evne ved lav temp. Metall-

Na

109

God ledningsevne for

binding

Fe

393

varme og elektrisitet. Høy duktilitet.

van der

Ar

Waals

ch4

7,5

Lavt smelte- og koke­

10,1

punkt, lett deformer-

binding

bar.

Hydrogen-

h2o

binding

HF

(is)

50

29,3

Viser tendens til polymerisering i

kjedemolekyler.

Kap. 2-9

For å få en bedre forståelse av begrepene bindings-

energi og bindingskrefter, skal vi se på fig. 2.8. Bindingsenergien mellom to atomer kan oppfattes som den energi en må tilføre (ev.

blir avgitt) ved

å endre atomavstanden.

Kurve ET ut­ trykker den

energi som blir

avgitt når to atomer nærmer seg

hverandre fra en uendelig fjern til en endelig,

gitt atomavstand. Teoretisk øker

denne energien

mot uendelig når

atomavstanden går mot null.

Kurve E„ uttrykker r tilsvarende den energi en må til­ Fig.

2.8

Bindingsenergi (a) og bindingskrefter ( b ) mellom to atom .

føre to atomer for å presse dem

sammen fra en uendelig fjern til en endelig,

gitt atomavstand.

Denne energien øker raskere mot uendelig når atomavstanden går mot null enn ET.

Både Ep og E^, virker samtidig, og

atomene tilstreber en slik avstand at summen av E^ og ET

skal bli en maksimalverdi.

Dette tilsvarer en stabil atom

Kap. 2-10

avstand a, der den potensielle energi har en minimumsverdi. Kreftene mellom atomene kan direkte finnes som den

deriverte av bindingsenergien med hensyn på atomavstanden . Frastøtende og tiltrekkende krefter er vist i fig. 2.8 i henholdsvis kurve Fp og

.

Fp øker raskt når a minker

fordi elektronskallene fra de to atomene begynner å over­ lappe hverandre.

Vi ser at ved potensiell energiminimum er summen av kreftene mellom atomene lik null, som igjen bekrefter at

dette er en stabil atomavstand. Denne stabile atomavstanden ligger i størrelsesorden 1Å = 10~8cm. I tabell 2.1 er vist bindingsenergien for noen eksempler

fra de forskjellige bindingstypene .

De tre første bindings-

typene blir kalt primærbindinger , mens de to siste blir kalt

sekundærbindinger fordi de er vesentlig svakere enn de første.

2.3

AGGREGATTILSTANDER Et stoff kan vanligvis finnes i gassform, væskeform

og som fast stoff avhengig av de ytre forhold.

Som

bygningsingeniører er vi først og fremst interesserte i

de faste stoffer, men for a gjøre framstillingen noe mer fullstendig, skal gasser og væsker kort omtales.

En gass kan defineres som en samling eller en sverm av partikler, vanligvis atomer og molekyler, som beveger seg i rommet på en vilkårlig og uregelmessig måte.

Av­

standen mellom partiklene er relativt stor. En væske avviker fra en gass ved at den danner en klart definert overflate. Partiklene i væsken beveger seg

også relativt fritt og vilkårlig, men sammenbindingskreftene er større her enn i gasser.

Avstanden mellom

partiklene er også mindre enn i gasser. I faste stoff er bindingskreftene større enn i gasser

og væsker, samtidig som partikkelavstanden er mindre. Bindingskreftene er sa sterke at partiklene ikke uten videre kan flytte seg i forhold til hverandre, det er bare snakk om skjelving omkring en likevektsposisjon.

Kap. 2-11

De faste stoffene skiller en i de rent krystallinske

og de rent amorfe.

I praksis vil en vanligvis ha en

mellomting mellom disse ytterpunktene.

I amorfe materialer er molekylet det primære bygge-

elementet.

Oppbyggingen er helt vilkårlig, uten noen

regelmessige drag.

Eksempel på slike materialer er glass,

plast og gummi der molekylene ofte er sammenbygde i lange

kjeder.

Amorf struktur er stabil og danner et minimumspunkt

på kurven for potensiell

energi som vist i fig. 2.9, men

når samme materi­

alet kan ha både amorf og krystal­ linsk struktur,

vil den krystal­

linske være tettere og miniFig.

2.9

mumspunktet for

Potensiell energi for amorf og krystallinsk struktur.

potensiell energi vil være lavere

enn for det amorfe tilfellet.

Den

krystallinske strukturen er derfor mer stabil enn den amorfe.

I krystallinske materialer er atomet det primære bygge-

elementet og oppbyggingen blir systematisk i bestemte krystallmønster.

I en-krystaller er materialstykket sammensatt av en

eneste stor krystall.

Dette kan en se eksempelvis i berg­

krystaller, men det er ikke vanlig.

De fleste krystallinske

materialer danner polykrystallinsk struktur.

Det betyr at

materialet er bygd opp av mange små krystaller, krystallitter

eller korn, som er helt vilkårlig fordelte og orienterte. Grenseflatene har grodd sammen og danner et mønster av noe mer uregelmessig struktur.

Kap. 2

12

Gitterstruktur i krystaller

2.3.1

Det finnes en rekke forskjellige måter en krystall kan bygges opp pa.

Dette blir illustrert i et romgitter

som viser hvorledes atomene er plassert i rommet i forhold

til hverandre.

Det er dette som kalles gitterstruktur.

Gitterstrukturen beskrives vanligvis ved hjelp av en enhets-

celle.

Krystaller bygges igjen opp ved parallell repiti­

sjon av enhetscellen i alle retninger.

Den enkleste av alle enhetsceller er den enkelt kubiske med et atom i hvert hjørne av en terning. Denne er

ikke vanlig og har liten interesse. 2.3.1.1 Kubisk romsentrert struktur

Kubisk romsentrert struktur er vist i fig. 2.10. De tre sidene i enhetscellen er like lange og står vinkelrett

på hverandre.

I til­

legg til de 8 atomene i terningens hjørner,

er et atom plassert i sentrum.

Det er først

og fremst de såkalte alkalimetallene med ett valenselektron som

har denne krystallopp-

byggingen. Fig.

2.10

Enhetscella i kubisk

romsentrert struktur.

Jern har

også danne strukturen når temperaturen er under

910°C eller over 1390°C, se kapittel 6. opptatt av atomer, 32 % er hulrom.

68% av volumet er her

Kap. 2

13

2.3.1.2 Kubisk flatesentrert struktur

I kubisk flatesentrert struktur er også de tre sidene i enhetscellen like store og står vinkelrett på hverandre.

Det finnes et atom i

hvert av de 8 hjørnene. >1 tillegg er det et

atom i senteret av hver av de 6 terningflåtene.

Dette er en av de to

tetteste kulepakningene som finnes og atomene

x

fyller 74 % av volumet. 2.11

Fig.

Enhetscella i kubisk flatesentrert struktur.

metaller.

Det er en alminnelig gitterstruktur for

Eksempelvis kan nevnes sølv, gull, nikkel, kobber

og aluminium. Jern har også denne strukturen når tempera­ turen ligger mellom 910°C og 1390°C.

2.3.1.3 Heksagonalx_tettpakket_struktur

Heksagonal, tettpakket gitterstruktur er vist i fig.

2.12 og er den andre av de to tetteste kulepakningene som finnes.

Enhets­

cellen er et rett, sekskantet prisme med et atom i hvert hjørne, et i midten

av de to endeflatene og tre atomer inne i prismet, som vist på figuren.

En del

metaller krystalli­

serer etter dette Fig.

2.12

Enhetscelle i heksagonalt

tettpakket struktur.

mønsteret, eksempelvis kan nevnes kobolt,

magnesium, sink, titan

og kadmium.

Kap. 2

14

2.3.1.4 Tetra2onali_romsentrert struktur

Enhetscellen for tetragonal, romsentrert struktur er vist i fig. 2.13. Sidene i cellen står vinkelrett på

hverandre, men den vertikale sidekanten

er kortere enn de to horisontale.

Atom-

plasseringen er som i kubisk, romsentrert

struktur. Fig.

2.13

Metallet

Enhetscelle i tetra-

tinn krystalliserer

gonalt romsentrert struktur.

på denne måten, ellers

er det vanligst at

legeringer følger dette mønsteret. En rekke andre gitterstrukturer finnes også, men dette

er de viktigste.

Flere metaller kan krystallisere etter

flere mønster som nevnt for jern.

eller allotrope.

Disse kalles polymorfe

Krystallinske materialer vil ofte ha

større eller mindre områder med amorf oppbygging og amorfe

materialer kan ha områder med krystallinsk struktur.

2.4

ISOTROPE, ANISOTROPE, HOMOGENE OG HETEROGENE MATERIALER

Isotrope materialer er karakterisert ved at egenskapene

er de samme i alle retninger.

Dette er en idealisert til­

stand som bare tilnærmingsvis kan nås i praksis.

Eksempel­

vis kan et polykrystallinsk materiale oppfattes som isotropt når krystallkornene er små og helt vilkårlig orientert.

I anisotrope materialer varierer egenskapene med retningene.

Som eksempel kan nevnes treets variable egen­

skaper alt etter hvilken retning i forhold til fiberretning

en foretar forsøk i.

Kap. 2

15

I homogene materialer er egenskapene de samme i alle

punkt, mens materialet kalles heterogent når egenskapene varierer fra punkt til punkt.

Materialer som er sammen­

satt av ett grunnstoff trenger ikke alltid være homogene, men vil vanligvis være det.

Vanligvis vil materialer

sammensatt av flere stoffer være heterogene.

Eksempelvis

kan nevnes betong. Generelt kan sies at overgangen mellom isotropi/

anisotropi og homogenitet/heterogenitet langt fra er klart

definert.

Det er helt avhengig av øynene som ser og om

en ser mikroskopisk eller makroskopisk på materialet.

Makroskopisk sett vil langt flere materialer være isotroper og homogene enn mikroskopisk sett.

Kap. 2

16

LITTERATURHENVISNING

1.

Richards, C.W.:

"Engineering Materials Science",

Wadsworth Publishing Company, Inc., Belmont, California.

2.

Bergstrom, S.G. og flere:

"Allmån kurs i Byggnadsmaterial-

låra", Tekniska Hogskolan i Lund, 1970.

3.

Holtan, H.: "Generell kjemi", Universitetsforlaget, 1970.

4.

VanVlack, L.H.:

"Materials Science for Engineers",

Addison-Wesley Publishing Company, 1970. 5.

Almar-Næss, A.:

"Metalliske materialer", TAPIR 1969.

Kap. 3-1

For en bygningsingeniør vil vanligvis materialenes

fasthetsegenskaper være av primær interesse, men ikke alltid.

Fastheten er eksempelvis viktig i bærende kon­

struksjoner, men ikke i isolasjonsmaterialer.

Fastheten

er imidlertid en såpass viktig egenskap at vi skal gå noe mer i detalj inn på dette temaet.

Et materials fasthet kan defineres som dets evne til å motstå sammenbrudd eller store deformasjoner ved last-

påkjenning.

Å trekke inn deformasjonen i denne defini­

sjonen kan synes noe perifert, men i praktiske konstruk­ sjoner vil ofte deformasjonene være avgrensende. sjonen er langt fra presis i alle sammenhenger.

Defini­

Materialets

fasthet kan eksempelvis variere med endringer i den indre

oppbygging.

En må presisere om man tenker på strekkfasthet,

bøyefasthet osv.

Prøvestykkenes form og størrelse influerer

Slike problemstillinger

på fastheten i en rekke tilfeller.

skal behandles grundigere etter hvert.

3.1

SPENNING OG DEFORMASJON

Spenning (stress) defineres som belastning pr. enhet I fig. 3.1 er eksempelvis av den flaten lasten virker på. vist en strekkbelastet prøve med tverrsnittsareal So og

last f-

der

Spenningen o blir da

regnes i Newton (N) og S i mm 2 . o Relativ deformasjon eller f

tøyning (strain) defineres som

deformasjon pr. lengdeenhet av materialet. Fig. 3.1.

Strekkbelasta prøve.

Med eksemplet

i fig. 3.1 blir tøyningen

E

Kap. 3

2

der A£ er lengdeendring av prøven og Både A£ og

er prøvens lengde.

regnes i samme lengdeskala og e blir dimen-

sjonsløs.

Når et prøvestykke blir påført en ytre last som i fig. 3.1, resulterer dette i at atomene blir tvunget ut av

sine likevektsposisjoner .

Ved å se tilbake på fig. 2.8

er det klart at dette fører til krefter mellom atomene.

Disse kreftene kan oppfattes som de indre spenningene i materialet.

Dette at atomer blir tvunget ut av sine like­

vektsposis joner , er illustrert i fig. 3.2.

3.2. (c)

Når n i fig.

holdes fast, flyttes m til m' samtidig som p og q

flyttes oppover og innover til p' og q'.

Dette forklarer

både lengdeendringen hos materialet og tverrkontraksjonen

som antas kjent fra mekanikken.

b) Forlenging av mq (nq) når pq er fastholdt.

a)

Tettpakka krystall — struktur i prøve ut­ satt for strekk.

Fig. 3.2.

c) Forkorting av pq når

diagonalen r er konstant.

Skjematisk framstilling av lengde- og tverrdeformasjon i en krystall.

Kap. 3-3

Spenning og tøyning har altså begge sitt grunnlag i

at atomene blir tvunget ut av sine likevektsposisjoner . En skjønner da (se fig. 2.8) at det må være en sammenheng mellom dem. fig. 3.3.

Eksempel på slike sammenhenger er vist i

Kurvene i fig. 3.3 blir kalt spennings-tøynings-

diagram, o-e-diagram eller arbeidsdiagram.

Fig. 3.3.

Eksempel på arbeidsdiagram : a) b)

Rettlinja elastisk Ikke - rettlinja elastisk

c) d)

Sprøtt materiale Svakt duktilt materiale

e)

Duktilt materiale

Kap. 3

3.2

4

ELASTISITET

Arbeidsdiagrammet blir delt i to hovedområder, den elastiske og den ikke-elastiske delen.

Et materiale sies

å oppføre seg elastisk når tøyningen går tilbake til null

Under den elastiske

etter at lasten er tatt av igjen.

deformasjonen blir atomer tvunget ut av sine likevektsposisjoner, men de hopper ikke over i nye posisjoner.

3.2.1

Rettlinjet elastisitet

Et arbeidsdiagram kan være rettlinjet som i fig. 3.3.(a) eller ikke-rettlinjet som i fig.

3.3. (b).

Mange bygnings­

materialer viser en rettlinjet sammenheng mellom spenning og

tøyning.

Dette blir uttrykt ved Hookes lov

o = Ee

der E er materialets elastisitetsmodul og gir uttrykk for dets stivhet. Nar spenningen blir høy nok, vil arbeidsdiagrammet avvike fra den rette linjen.

Fig. 3.4.

Fig.

Rettlinja elastiske materialer med a)

itetsgrense , b)

3.4 viser to eksempler.

klart definert proporsjonal-

ikke klart definert proporsjonalitetsgrense .

Kap. 3-5

Den maksimale spenning der materialet fremdeles oppfører

seg elastisk, kalles proporsjonalitetsgrensen, ap. fig. 3.4.(a) er denne klart definert.

(b).

I

Noe verre er det i

I slike materialer definerer en proporsjonalitets­

grensen for en bestemt varig deformasjon som vist i figuren. Denne varige deformasjonen er vanligvis 0,2 %.

Innen det elastiske området absorberer materialet elastisk energi.

En kan tenke seg en strekkprøve som vist

i fig. 3.5 utsatt for lasten F.

Fig. 3.5.

Elastisk energi ved spenningspåkjenning.

F = O*S

x = E•£ O = E•E

Den lagrede elastiske energien i prøven opp til et bestemt lastnivå Fx er U og uttrykkes som

X1

ES 4

U = JFdx = p- — o

Kap. 3

6

Det er bedre å uttrykke den lagrede elastiske energien pr. volumenhet av materialet:

u = -£- = E S«£ £2 2

E £2 = 2 2E

0» E

2

Av den siste formuleringen ser en at den lagrede elastiske energien pr. volumenhet av et materiale er lik arealet under

o-E-diagrammet.

Dette er et generelt resultat som kan

brukes også i de tilfelle der arbeidsdiagrammet er ikkerettlinjet. 3.2.2

Ikke-rettlinjet elastisitet

Når sammenhengen mellom a og

e

er ikke-rettlinjet, kan

en vanskelig snakke om noen Hookes lov.

Som grunnlag for

beregninger har en imidlertid funnet det hensiktsmessig å

definere en tenkt elastisitetsmodul for materialet. 3.6 er vist et ikke-lineært elastisk materiale. modulen kan tenkes definert på to måter:

GA

ctb

Fig. 3.6.

Ikke - linjært elastisk materiale med sekant- og tangentmodul .

I fig.

Elastisitets-

Kap. 3-7

Sekantmodulen i pkt. A defineres som (E

= (—)

)

.

En

regner altså som om materialet oppførte seg rettlinjet opp til A.

Tangentmodulen i B defineres som (E

TI 3 n •

)

-

Cl £

13

Den elastisk lagrede energien i et ikke-lineært materi­ ale regnes ut som arealet under cr-e-diagrammet. De fleste ikke-rettlinjete elastiske materialene får et arbeidsdiagram som vist i fig.

3.3.(b) der på- og av-

lastingskurvene er forskjellige.

Ved avlasting får en med

andre ord ikke tilbake all den elastiske energien materi­ alet tok opp ved pålasting.

Dette fenomen kalles hysterese

og den tapte energien går vanligvis over i materialet som

varme.

Størrelsen av et materials hysterese henger nøye

sammen med dets evne til å dempe svingninger, støt o.l. Når enkelte materialer oppfører seg rettlinjet og andre ikke-rettlinjet elastisk, henger det sammen med den

strukturelle oppbygging.

Materialer med krystallinsk opp­

bygging vil vanligvis oppføre seg rettlinjet elastisk, mens molekylære materialer, eksempelvis polymere materialer, vil oppføre seg ikke-rettlinjet elastisk.

Av de polymere

materialene er det først og fremst de termoplastiske og gummi som viser stort avvik fra den rette arbeidslinje. Slike materialer er bygget opp av lange kjedemolekyler som ligger helt vilkårlig innfiltret i hverandre.

kan sammenlignes med en spaghettihaug.

Arbeidsdiagrammet

for et slikt materiale er vist i fig. 3.7.

fører det seg relativt stivt.

E

vil kjedemolekylene begynne å gl

Det hele

I starten opp­

er som spenningen øker,

i forhold til hverandre,

materialet blir

mindre stivt.

Når

molekylene glir i forhold til hverandre

p.g.a. spenning i en bestemt retning,

minker graden av vilkårlig orientering.

Molekylene blir mer Fig. 3.7.

Arbeidsdiagram for gum

og mer ensrettet og materialet vil igjen

Kap. 3

8

begynne å oppføre seg stivere som vist i fig.

3.3

3.7.

UTENFOR DET ELASTISKE OMRÅDET

Ved stadig økende pålasting når en snart et punkt der andre ting begynner å skje i materialet enn de rent

elastiske.

Materialet oppfører seg uelastisk, fordi det

gjennomgår mer dyptgripende endringer i strukturen enn ved elastisk påkjenning.

Et material sies å ha oppført seg

uelastisk nar det har en permanent deformasjon etter at det

har vært pålastet og lasten igjen er tatt av.

Det elastiske området kan enten slutte ved at materi­ alet bryter sammen som vist i fig.

3.3.(c) eller ved at en

får store deformasjoner for små spenningsøkninger som vist i fig. 3.3.(e).

Når bruddet kommer i slutten av det

elastiske området, er materialet sprøtt.

Når en har store

deformasjoner mellom slutten av elastisk område og det

endelige brudd, flyter materialet og vi kaller det da seigt eller duktilt.

3.3.1

Sprø materialer

Det karakteristiske ved sprø materialer er som nevnt at bruddet kommer i enden av det elastiske området.

Sprø

brudd er farligere enn seige brudd både fordi de kommer uten forvarsel i form av store deformasjoner og fordi de

foregår med eksplosiv hastighet.

Sprø materialer har vanligvis mye større bruddfasthet på trykk enn på strekk. Eksempelvis har betong en strekkfasthet på 10 - 20 % av trykkfastheten.

I fig. 3.8 er

vist et fullstendig trykk-strekk arbeidsdiagram for sprøtt

støpejern.

En legger merke til den minimale strekkfastheten

i forhold til trykkfastheten.

Videre legger en merke til

at dette materialet ikke oppfører seg perfekt sprøtt.

På strekk har det en liten flytning før brudd oppstår. Dette er vanlig for sprø materialer.

Kap. 3-9

Fig. 3.8.

Fullstendig arbeidsdiagram for sprøtt støpejern.

Dette at materialer oppfører seg sprøtt, henger først og fremst sammen med feil i den strukturelle oppbygging. Slike feil kan eksempelvis bestå av mikrosprekker.

Det

finnes et stort antall av dem, helt vilkårlig fordelt i materialet. Eksempel på en slik feil er vist i fig. 3.9. Ved enden av feilen kan spenningen o lllCl bli flere ganger

større enn middelspenningen

i materialet.

Det er dette

som kalles en spenningskonsentrasjon, et tema som forutsettes kjent fra mekanikk og statikk.

Av dette er det klart at

spenningen kan bli så stor i enkelte punkt at materialet

bryter sammen lokalt, trass i at middelspenningen er lav. Når materialet bryter sammen lokalt, betyr det at feilene

utvider seg.

Dette resulterer igjen i at spenningskonsen­

trasjonen i enden av feilene øker og bruddet utvikler seg eksplosivt til totalt sammenbrudd.

Kap. 3

Fig. 3.9.

10

Spenningskonsentrasjon ved en feil i et sprøtt meteriale.

Med grunnlag i denne teorien kan også den store forskjellen

på strekkfasthet og trykkfasthet forklares.

I fig. 3.10 er vist to feil i form av sprekker

som står normalt på hverandre i sprøtt

materiale.

Feil (1)

vil ved strekkpåkjen-

ning føre til spennings­ konsentrasjoner og sammenbrudd som omtalt

i tilknytning til fig. 3.9. Fig. 3.10.

Feiler orientert normalt på (1) og parallelt med (2) spenningsretningen.

Ved trykk-

påkjenning vil feil(l)

ikke føre til spennings­

konsentrasjoner, men bare bli presset mer

sammen.

Feil

(2) vil

Kap. 3

11

ved strekkpåkjenning ikke føre til noen alvorlige konse­

kvenser.

Ved ytre trykkpåkjenning vil en imidlertid pa

grunn av tverrkontraksjonen få strekkspenning i materialet

normalt på trykkspenningen.

Denne strekkspenningen er

vesentlig mindre enn den påførte trykkspenningen, men den

fører til spenningskonsentrasjoner rundt feil

(2).

Når

ytre trykkpåkjenning blir stor nok, blir også den konsen­

trerte spenningen rundt feil (2) stor nok til at materi­

alet bryter sammen.

For at disse indirekte strekkspenning­

ene skal bli store nok til å gi brudd i materialet, må den påførte trykkspenningen være vesentlig større enn om materialet blir utsatt for direkte strekkpåkjenning.

Dette forklarer den store forskjellen i trykk- og strekk-

fasthet i sprø materialer.

3.3.1.1 Teorier_for_sprøbrudd Gjennom tidene er det utviklet flere teorier for sprøbrudd.

Her skal bare kort nevnes Griffith's og

Weibull's teorier. Griffith’s teori ble presentert omkring 1920 og er fremdeles i dag helt grunnleggende.

Teorien går i korthet

ut på en studie av spennings- og energiforholdene omkring

en sprekk i et materiale som vist i fig.

3.9.

Når sprekken

utvider seg p.g.a. påførte spenninger, vil den lagrete

elastiske energien i materialet ved sprekkenden bli utløst. Samtidig med at sprekken utvider seg, blir det dannet nye overflater.

Dette krever energi og den energien som skal

til for å danne nye overflater, kalles overflateenergi . Ved å sette tap av elastisk energi pr. enhetsutvidelse av

sprekken lik overflateenergi pr. enhetsutvidelse av sprekken,

kom Griffith fram til en enkel sammenheng mellom bruddspenningen a, elastisitetsmodulen E og overflateenergien y for et sprøtt materiale:

Kap. 3-12

7T C

der c er halve sprekkdiameteren som vist i fig. 3.9. Ved å bruke denne formelen, blir bruddfastheten fra tiendeparten til tusendeparten av den teoretiske styrken mellom atomene, og resultatet stemmer godt med en rekke forsøk.

Teorien er senere utvidet til også å gjelde materialer

som ikke oppfører seg ideelt sprøtt, men det skal vi ikke komme nærmere inn på her. Weibull presenterte sin teori litt før 1940.

Teorien

er også kalt den statistiske fasthetsteori fordi Weibull bygger sin teori på statistiske metoder.

Det grunnleggende

hos Weibull er at feilene i et sprøtt materiale er helt vilkårlig fordelt, orienteringen er helt vilkårlig og

størrelsen pa feilene er vilkårlig.

Dette fører til

sannsynlighets- og statistikkberegninger som vi ikke skal gå inn på her.

En åpenbar konsekvens av Weibull's utgangspunkt er at med økende størrelse på materialprøven vil også sann­ synligheten for å finne store feil med farlig orientering

øke.

Dette betyr at store prøvestykker gir lavere fasthet

enn små prøvestykker.

Det er dette som kalles dimensjons-

effekten og som var kjent lenge før Weibull kunne påvise det teoretisk.

I fig.

3.11 er vist eksempel på dimensjons-

effekten i kalkstein og betong.

Betongens fasthet er mindre

påvirket av dimensjonen enn kalkstein.

Kap. 3-13

Terningens sidekant, cm

Fig. 3.11.

Eksempel på dimensjonseffekten i sprøe materialer.

3.3.1.2 Brudd O2_bruddformer_i_sprø_materialer

Bruddutvikling og bruddformer i sprø materialer er Når et sprøtt materiale bestemt av den lave strekkfastheten.

Fig. 3.12.

Bruddformer i sprøe materialer utsatt for strekk (a) , trykk (b) bøying (c) .

og

Kap. 3

14

utsettes for strekk som i fig. 3.12.(a), vil bruddflaten

bli vinkelrett på strekkspenningsretningen.

I (b) er

prøven utsatt for trykk Og bruddflaten vil oppstå parallelt

med trykkspenningsretningen p.g.a. strekkspenninger som oppstar vinkelrett på trykkretningen. utsatt for bøying.

I

(c) er prøven

Det oppstår trykk i overkant av bjelken

og strekk i underkant.

Bruddet starter derfor i underkant

av bjelken og forplanter seg raskt oppover.

Alle sprøbrudd får en karakteristisk kornig overflatestruktur som er lett å kjenne igjen.

3.3.2

Duktile materialer

Det karakteristiske ved duktile eller seige materialer er som nevnt at en får store deformasjoner mellom slutten av elastisk område og fram til brudd, materialet flyter.

Et materiale sies å ha flytt når det har en permanent deformasjon etter at det har vært pålastet og lasten igjen er tatt av.

Generelt kan sies at flytingen består i at atomer og

atomplan glir i forhold til hverandre, slik at bindinger blir brutt og nye bindinger oppstår.

Flyting er et resul­

tat av skjærkreftene materialet blir utsatt for.

De

maksimale skjærkreftene har som kjent en retning som danner en vinkel pa 45

med påført spenning.

I fig. 3.13 er vist en krystall der øvre del har glidd mot høyre i forhold til nedre del.

Slik glidning foregår

lettere langs bestemte krystallplan enn langs andre av­ hengig av krystall strukturen.

Generelt sett er de

svakeste glideplan i en krystall de hvor atomene ligger tettest sammen. vertikale plan.

I fig. 3.13 er dette de horisontale og de

Eksempelet i fig. 3.13 gir en flytedeformasjon på to atomavstander. I praksis vil atomplan kanskje flytte seg flere tusen atomavstander i forhold til hverandre. Når dette kan gjenta seg langs et stort antall plan som kan

ligge tett sammen med ned til bare en atomavstand mellom seg, er det klart at de totale deformasjonene kan bli store.

Kap. 3-15

Fig. 3.13.

Flyting i krystall ved at to atomplan har glidd i forhold til hverandre.

Trass i store deformasjoner vil de nye bindingene bli

like sterke som de opprinnelige og materialet er derfor ikke blitt svakere.

Fig. 3.14 viser oppbyggingen av et polykrystallinsk materiale.

Krystallkornet A er slik orientert at svakeste

glideplan har en retning som faller sammen med maksimal

skjærspenning (vist med piler) og flytingen vil starte først i dette kornet.

Flytingen blir i første omgang ikke

så stor, fordi krystallkornene rundt A fremdeles oppfører

seg elastisk og holder dermed deformasjonen i A tilbake.

Kornene rundt A oppfører seg elastisk fordi de svakeste glideplan har en retning som ikke faller sammen med maksi­ mal skjærspenning.

Den dekomponerte skjærspenningen er ikke

stor nok til at flyting oppstår.

Ved økende skjærspenning,

vil stadig flere korn bli utsatt for flyting og totalt sett vil deformasjonen øke tilsvarende.

Dette er en av grunnene

til at o-e-diagrammet blir som vist i fig.

slike materialer.

3.4.(b) for

Kap. 3-16

Skjærspenning, x

Veik krystal I

Skjærspenning, X

Fig. 3.14

Polykrystal I insk materiale

utsatt for skjærspenning.

Amorfe materialer flyter på en rekke forskjellige måter fordi den strukturelle oppbyggingen kan variere

mye.

Som ett eksempel skal omtalen av termoplastiske

materialer og gummi under pkt. 3.2.2 føres videre.

I

slike materialer foregår flytingen ved at de lange kjede-

molekylene glir i forhold til hverandre.

Bindinger blir

brutt og nye bindinger oppstår mellom molekylene i helt

nye posisjoner.

3.3.2.1 Dislokasjoner_i_krystaller

Under omtalen av sprø materialer i pkt. 3.3.1, var

vi inne på spenningskonsentrasjoner rundt feil.

Dette

førte til at materialet brøt sammen for lavere spenninger

enn en ellers skulle vente.

Tilsvarende vil en registrere

for duktile materialer.

Flyting oppstår for mye lavere spenning enn bindings­ kreftene mellom atomene skulle tilsi.

Dette henger sammen

med at man også i de duktile materialene har en rekke feil

i den strukturelle oppbyggingen.

Den regelmessige krystall-

oppbyggingen vi var inne på i kapittel 2, er i praksis

fullt besatt med uregelmessigheter og feil av forskjellig

Kap. 3-17

Det er slike feil i krystalloppbyggingen vi kaller

slag.

Dislokasjonene er opphav til store lokale

dislokasjoner.

spenningskonsentrasjoner som fører til at flytingen starter for relativt små ytre spenninger.

Dislokasjoner kan eksempelvis bestå av innskutte

ekstra atomplan som vist i fig. 3.15. (a) eller innesluttet atom fra andre grunnstoffer.

Atomer fra andre grunnstoffer

er enten større eller mindre enn hovedatomene og det opp­ står uregelmessigheter av den grunn. Dislokasjonen i fig. 3.15. (a) vil føre til store lokale spenninger i området

ABC uten at ytre Bevegelsesretning for

Dislokasjon

dislokasjonen

spenninger er påført.

Når ytre spenning

påføres, vil flyting oppstå ved at dis­ lokasjonen trinnvis

flytter seg som vist i figuren og krystal­

len kan bli hel igjen som i (b).

Det finnes flere

former for disloka-

sjoner.

Her skal

bare kort nevnes

kantdislokasjoner og (b) Fig.

3.15

Dislokasjon (a) som ft^rer til flyting ( b ) .

skruedislokasjoner som vist i fig.

3.16.

Det karakteristiske

ved skruedislokasjonene er at dislokasjons-

linjen (fig. 3.16.(a))

beveger seg i en retning som står normalt på skjærspenningsretningen.

I kantdislokasjoner (fig.

3.16. (b)) beveger

dislokasjonene seg imidlertid parallelt med skjærspennings-

retningen.

Kap. 3

Dislokasjonsl inja.

18

Gl idéplan Ekstra atomplan

Bevegelsesretning for dislokasjonen

Bevegelsesretning for dislokasjonen

Gl idéplan

Dislokasjonslinja

F'g. 3.16

Skruedislokasjon (a ) og kantdislokasjon (b).

Teoretisk sett vil dislokasjoner bevege seg gjennom en krystall for konstant spenning.

Senere skal vi se at

hindringer kan komme i vegen og stoppe dislokasjonene.

Flyteprosessen medfører at stadig nye dislokasjoner opp­

står, slik at prosessen på en måte holder seg selv ved like.

3.3.2.2 Fastning Eksempel på fastning i duktile materialer er vist i fig. 3.17.(a).

Det karakteristiske er at den påførte

spenningen a må økes for å få flytingen til å fortsette.

I fig. 3.17.(b) er vist arbeidsdiagrammet for et ideelt elastisk-plastisk materiale der flytingen pågår uten at spenningen økes.

Dette er i praksis et meget sjeldent

forekommende arbeidsdiagram. Fastning finnes i duktile materialer, først og fremst i de polykrystallinske p.g.a. deres strukturelle oppbygging.

Vi skal i det følgende se på 3 årsaker til at fastning

oppstår.

Flere av disse årsakene griper inn i hverandre

og kan egentlig ikke behandles hver for seg, men for over­ siktens skyld skal det likevel gjøres.

Kap. 3

Fig.

3.17

19

Arbeidsdiagram for duktilt materiale med fastning ( a ) og ideelt elastisk - plastisk materiale ( b ) .

(a) Ulike_dislokasjoner_opphever_hverandre . Fig. 3.18 viser

Fig. 3.18

To ulike dislokasjoner i samme glideplan.

en krystall med to motsatte eller ulike dislokasjoner et stykke fra hverandre.

Når krystallen blir utsatt for spenning

flytter dislokasjonene mot hverandre og når de to ekstra

atomplan kommer rett overfor hverandre, er krystallen feil­ fri og spenningen må økes ytterligere for at flytingen

skal fortsette ved hjelp av andre dislokasjoner som kan

ha visse hindringer å overvinne.

Kap. 3-20

(b) Like_dislokasjoner_frastøter_hyer andre.

Fig. 3.19

To

Fig.

3.19 viser

like dislokasjoner i sam m e gl idéplan .

en krystall med to like dislokasjoner et stykke fra hver­

andre.

Nar denne krystallen utsettes for spenning, blir

dislokasjonene tvunget til å bevege seg i samme retning. Samtidig er den lokale spenningen rundt hver dislokasjon slik at de frastøter hverandre.

Før eller senere møter

dislokasjonene en hindring som vist i fig. 3.20.

Fig. 3.20

Det kan

Opphoping av dislokasjoner ved et hinder.

være en inneslutning eller en korngrense.

Dislokasjonene

hoper seg da opp ved hinderet og en må stadig påføre større spenninger for å få flytingen til å fortsette.

Kap. 3-21

(c) Polykrystallinsk_struktur_2ir_fastnin2.

I tilknytning

til fig. 3.14 har vi vært inne på flyteprosessen i poly-

krystallinske materialer.

Flytingen starter i de krystall-

korn som har sitt svakeste glideplan parallelt med maksimal

skjærspenning, mens de andre kornene fremdeles er elastiske. Ved økende spenning deltar stadig flere korn i flytingen og arbeidsdiagrammet får den karakteristiske fastningsformen som vist i fig. 3.17.(a). 3.3.2.3 På=_o2_avlastin2_fra_flyteområdet Når et duktilt fastningsmateriale har vært pålastet et

stykke opp i flyteområdet som vist i fig. 3.21. (a) , og der­ etter blir avlastet igjen, blir hele avlastingen elastisk

og den elastiske avlastingskurven blir parallell med den

Fig. 3.21

Gjentatt på av - og pålasting av et duktilt fastningsmateriale.

elastiske pålastingskurven.

Ved ny pålasting som vist i

fig. 3.21. (b), starter ikke flytingen på nytt før spenningen nesten er oppe på samme nivå som den maksimale ved første

pålasting.

Dette betyr at materialet vil oppføre seg mer

sprøtt fordi avstanden fra det punktet der flyting starter

til sammenbrudd blir mindre.

Trass i at en har med et

opprinnelig duktilt materiale å gjøre, kan tidligere

Kap. 3

22

palastmger inne i flyteområdet, som vi kanskje ikke kjenner

til, ha gjort det mer sprøtt med alle de farer det medfører. Grunnen til at vi får et slikt forløp på arbeidsdia-

grammet ved gjentatt på- og avlasting, henger sammen med at atomene har flyttet seg til nye posisjoner og gjort strukturen mer stabil.

For en rekke materialer vil gjentatt på- og avlasting gi hysterese som vist i fig.

3.3.(b) og omtalt i pkt.

3.2.2.

3.3.2.4 Restspenninger Ved en del tilfelle vil pålasting inn i flyteområdet og deretter avlasting gi restspenninger i materialet. Dette

skal illustreres ved hjelp av en bøyepåkjent bjelke som

vist i fig. 3.22.

Det forutsettes at arbeidsdiagrammet er

Strekkfasthet5 >

Forleng­ else11 V

kp/mm1 (N/mm1)

Slagseighet KV kpm ved

%

min.

min.

Dordiameter ved bøyeprøvning

°C

18l0>(14)

3a

25

(18)

1a

25

(18)

Varm­ formet Varm­ formet Varm­ formet Varm formet

(186) 24 (235) 24 (235) 24 (235)

33-50 (324-490) 37-45 (363-441) 37-45 (363-441) 37-45 (363-441)

25

(18)

Varm­ formet

26 (255)

42-50 22 (412-490)

(16)

Varm­ formet

36 (353)

22 52-62 (510-608)

Normal­ isert

36 (353)

52-62 22 (510-608)

2,8' 1 >

20

1a

10l2)

la

2,8 (27,5)

20

2a

(16)

2,8 (27,5)

0

2a,3>

(16)

2,8 (27,5)

-20

2a13 >

(27,5) 2,8 (27,5)

Skal stålet ikke sveises, står man friere og kan gå opp med karboninnholdet.

NS 132o5 klassifiserer tre stål med C-innhold

ca. o,3o, o,4o og o,5o%.

De har strekkfasthet i området 5oo 2 6oo, 6oo - 72o og 7oo - 85o N/mm . De leveres enten varmformet

eller normalisert

Kap. 7-32

Som det sees av tabell 2 refererer tallene i betegnelsen til laveste strekkfasthet. halvtettet.

Bokstaven U for utettet og R for

Typene ST37 og ST42 hører inn under karbonstål,

ST 52 under karbon-manganstålene og er dessuten finkornbehandlet.

Kravene til slagseighet angis ved den temperatur omslagsverdien 28 Nm fortsatt skal være sikret.

International Institute of Welding har inndelt de alminne­ lige konstruksjonsstålene i fire kvalitetsgrupper A, B, C og D

hvor bokstavene karakteriserer sveisesikkerheten, A laveste og D høyeste sikkerhet.

Tabell 4 fra NS 121ol angir hvordan

Norsk Standard kan tilpasses dette system som blir brukt i flere

utenlandske standarder.

Tabell 4 Kva li tetsgrupper motsvarende IIW dokument 22—5 9

Fasthetsklasse

NS 12 123

NS 12 132

NS 12 153-00 NS 12 153-01

’6) IIW = International Institute of Welding. 17) ' Stålet faller utenfor gruppeinndelingen. I NS 12 122 er utettet, mens de andre stål som er plassert under B-stål er halvtettet eller tettet.

Kvalitetsgruppe A foreskriver ikke maksimalt nitrogeninnhold og kan derfor leveres som thomasstål. For de øvrige gruppene vil man måtte regne med oksygenblåste stål, rnartinstål eller elektro-

stål.

I gruppe C og D stilles det også fordringer til omslags-

temperatur, hvilket vanligvis betyr halvtettet utførelse for C og tettet og normalisert for D.

Kap. 7

7.10

33

NORSK STANDARD NS 481 ARMERINGSSTÅL

7.10.1

Handelsformer og krav

Armeringsstål dekkes av følgende norske standardblad: NS 481 Del 1

Varmvalset, glatt armeringsstål

Del 2

Varmvalset kamstål

Del 3

Spennstål

Standardene angir nominelle diametre og kvaliteter som

konstruktøren bør legge til grunn for sine beregninger.

Videre

angis prøvningsregler som skal følges samt hvordan forveksling skal unngås ved å bruke fargemerking eller preging.

Foruten disse tekniske krav for sikring av ønskede kvali­ teter, må bygningsingeniøren vende seg til betongstandardene.

I 1973 er disse revidert og betegnet: NS 3473 Prosjektering av betongkonstruksjoner

Beregning og dimensjonering NS 3474 Prosjektering av betongkonstruksjoner

Materialer, utførelse og kontroll For prøvning av armeringsstålene gjelder fortsatt NS 427 A Del 2 Prøvningsregler.

I disse standardene finner man regler for hvilke krav man skal stille for forskjellige anvendelser, hvor ofte man skal

foreta kontroll av kvaliteten og hvilke egenskaper man skal legge vekt på.

Utviklingen de senere år har ført til at kamstålet er blitt

temmelig enerådende framfor det glatte.

Hovedmassen av disse

typene produseres nå av A/S Norsk Jernverk og Elkem - Spigerverket A/S med ca. en halvpart på hver.

mengder hvorfor dette produkt

delvis

Spenntråd brukes i mindre importeres.

Glatt stål

inndeles i fire kvalitetsklasser slik tabellen fra NS 481 A, Del 1

viser:

Kap. 7

34

Fasthet se genskaper. Betegnelse for stålkvalitet

St 00

Nominelle Flytegrense diameter d mm kp/mm3 fra t.o.ni. min.

Strekkfasthet *b’ kp/mm3

Bruddforlengelse - °0,2

Denne formelen tar vare på det samme som forholdet

F = °0,2 • 1000/c70,2

Her betyr

2*1000 ^en Skalte krypgrensen som defineres som

den spenning som må til for å gi vedkommende legering en viss

tillatt krypning etter 1000 timer.

Dette forholdet F er for

forskjellige aluminiumlegeringer, såvel varmutherdet som kaldutherdet, beliggende mellom 0,85 - 0,95. Ved 60°C er for de

samme legeringer forholdet sunket til å ligge mellom 0,7 - 0,9.

Kap. 11

11.2

14

MAGNESIUM OG MAGNESIUM LEGERINGER Magnesium finnes i store mengder i jordskorpen som silikater

og karbonater.

En annen nesten utømmelig råvarekilde er sjøvann

som inneholder 0,13% magnesium.

Verdensproduksjonen idag ligger

i området 150 - 200 000 tonn pr. år. Den vesentligste del av alt magnesium framstilles ved elektrolyse

av magnesiumklorid.

Norsk Hydro er verdens nest største magne-

siumprodusent med ca. 35 000 tonn/år og man venter ytterligere stigning i årene som kommer.

Magnesium har en densitet på 1,74 kg/dm .

Det er det

letteste av de tekniske metallene og nettopp denne egenskap har gjort det så ettertraktet som konstruksjonsmateriale i transport­ midler.

Den tyske Volkswagen er den største forbruker av det

norskproduserte magnesium.

I hver bil går det med ialt ca. 21 kg

magnesium. Legeringer og betegnelser for disse.

Magnesium er et bløtt

material og egner seg ikke for konstruksjonsformål i ren -tilstand. Fastheten kan imidlertid bedres i sterk grad ved innlegering. viktigste legeringselementer er aluminium, sink og mangan. Legeringene betegnes vanligvis etter ASTM-systemet.

NORMAG

(Norsk Hydro) bruker et noe forenklet ASTM-system bygget opp av

3 bokstav- og tallgrupper som følgende tabell viser:

De

Kap. 11 - 15

1 gruppe består av en eller to bokstaver som angir de viktigste legeringselementer ifølge koden angitt nedenfor og arrangert efter fallende konsentrasjon A - aluminium

M - mangan

E - sjeldne jordarter

Z - sink

K - zirkonium

2 gruppe består av et eller to tall som angir den tilhørende konsentrasjon av legeringselementene i prosent. 3 gruppe angir legeringstilstanden, altså om legeringen er glødet eller koldbearbeidet, og

om hvilken varmebehandlingen som er benyttet, efter følgende kode:

F som fabrikert O glødet og rekrystal lisert H koldbearbeidet

glødet. Gjelder bare støpegods I3 homogenisert og koldbearbeidet

T4 homogenisert og koldutherdet T5 utherdet Tg homogenisert og utherdet

F.eks. AZ3I-F,

AZ63-T6,

AZ80-T5.

Ellers er også andre Iegeringsbetegnelser i bruk,

Vedrørende klassifikasjon etter Norsk Standard, jfr. NS 177ol.

Legeringsegenskaper. Aluminium er en meget brukt legeringsbestand-

del og er oppløselig i magnesium inntil 12,6%.

Setter man til

større mengder aluminium, opptrer det en hard og sprø, uønsket bestanddel.

På grunn av krystallseigring opptrer også denne

bestanddelen ved lavere Al-innhold og derfor må disse legeringene

gjennomgå en homogeniserende glødning etter utstøpning.

Sink og mangan som også er alminnelige legeringselementer, ofte sammen med aluminium, danner lignende fasediagrammer og

situasjoner.

Legeringene med Al og Zn er de mest alminnelige og

i prinsippet er de alle utherdbare.

Homogeniseringen krever fra

10 - 20 timer fordi diffusjonshastigheten er lav.

en foregår ved 150 - 250°C.

Varmutherdning-

Ved legeringer som blir valset eller

stangpresset (ekstrudert), faller ofte homogeniseringstrinnet

bort fordi formingen foregår ved tilsvarende temperatur.

Kap. 11

16

Utherdningseffekten er først av praktisk betydning i le­ geringer med mer enn 6% Al og er heller ikke da av samme størrelse

som i aluminiumslegeringene .

Den ytrer seg ved en økning av

flytegrensen og virker ikke nevneverdig på bruddfastheten.

Duktiliteten faller noe ved utherdning, men ved støpelegeringer er dette av mindre betydning siden den likevel er tilstrekkelig for de fleste formål.

Korrosjonsmotstand.

Siden magnesium ble introdusert som kon­

struksjonsmateriale oppstod det alvorlige vanskeligheter som

følge av metallets sterke tendens til reaksjon med omgivelsene.

En del av disse vanskelighetene er overvunnet blant annet ved at

det har lykkes å få bort forurensninger av MgC^»

Rent

magnesium og tekniske magnesiumlegeringer overtrekkes øyeblikke­

lig av et oksydlag (de passiveres) hvilket gir en god beskyttelse ved vanlig atmosfærisk påvirkning, inkludert rent nøytralt vann. Klorider ødelegger imidlertid passiviteten og det samme gjør

de fleste syrer, bl.a. CC^ i vann.

Derimot er magnesium ganske

resistent i svake og middelsterke baser. Det naturlige oksydlag kan forsterkes ved anodisering til­

svarer eloksering for aluminium.

Ellers kan korrosjonsmotstanden

økes ved dypping i kromatoppløsninger med maling- og lakkstrøk.

Skårømfintlighet.

Ved værelsestemperatur er alle legeringer,

såvel i støpt som formet utførelse følsomme overfor skarpe overganger som kan skape spennings-konsentrasjoner.

Slike kan

være en følge av støpefeil, grovbearbeidede overflater eller skjødesløs konstruktiv utforming.

Elastisitetsmodulen. Elastisitetsmodulen er 4,57«106 N/cm2 mot 7,17*106 for aluminium og 21«106 for stål. Nedbøyningen av en bjelke blir derfor fire ganger så stor som i en bjelke av stål

og 1,5 ganger så stor som i en av aluminium, forutsatt samme

tverrsnitt og momentfordeling.

Men justeres tverrsnittet slik

at bjelkene veier like meget, viser magnesium seg stivest, deretter aluminium og så stål.

Kap. 11 - 17

Sveisbarhet. Sveising skjer med buesveising under argondekke. Magnesium brenner i luft hvis det opphetes til smeltepunktet,

men brannfaren er oftest overdreven.

Sveising under dekkgass

volder ingen problemer i så måte når alminnelige regler blir

overholdt.

Kap. 11

18

Litteratur for kapitlene 6-11:

Metalliske materialer Tapir 1969

1.

A. Almar-Næss:

2.

Sven G. Bergstrøm m.fl.: Alman kurs i byggnadsmateriallåra Del III. kap. 15 Lund 197o

3.

A.R. Bailey:

4.

Sven Brennert:

Materiallara Karlebo-serien. Stockholm 1964

5.

Erling Bråten:

Kamstål Nordisk Betong nr. 3,

The role of mikrostructure in metals. Metallurgical Services 1966

1967

Albert Bonniers Forlag Stockholm 1957

6.

Låttmetallboken:

7.

L.H. Van Vlack:

8.

N. Christensen and K. Gjermundsen: Measurements of Temperatures outside and in the Weld Poole in Submerged Arc Welding. Sintef, 1962.

Elements of Materials Science Addision-Westley Publ. Company, Inc. London 1959

Kap. 12

Kap.

12.

12.1

1

KORROSJON

KORROSJONSMODELLER

Kapittel 12.1 omhandler hvorledes vi skal forestille

oss en korrosjonsprosess.

Det avgrenser temaet vårt til

elektrolytisk korrosjon og viser hvorledes denne korro­ sjonen kan betraktes som en lukket strømkrets.

Ved å

betrakte tørrelementet finner vi at strøm-mengde og

korrodert mengde metall er likeverdige.

Og videre at strøm­

tetthet uttrykker korrosjonshastigheten.

Vi peker på noen faktorer som kan begrense korrosjons­

hastigheten.

Vi ser at den kan være anodisk eller katodisk

kontrollert ved en motstand som kalles polarisasjon.

Videre kan det foreligge en høy ohmsk motstand i elektro­ lytt eller en oksydfilm på metaller som reduserer strøm-

transporten i korrosjonskretsen.

Til slutt viser vi hvordan en kan visualisere en anvendelig modell for korrosjon. 12.1.1

Elektrolytisk korrosjon

Korrosjon - en elektrokjemisk prosess.

enten være tørr eller våt.

Korrosjon kan

Jern kan ruste i vann eller i

tørr gass ved høy temperatur. I bygningsteknikken er den våte korrosjon helt domi­ nerende fremfor den mer spesielle tørre gasskorrosjon.

Den tørre korrosjonen har betydning ved gassturbiner,

fly- og romfartteknologi, ved kjemiske fabrikker og gasskjølte atomreaktorer.

I sin helhet skrevet av laboratorieingeniør Ivar Gukild.

Kap. 12

2

Fig. 1 a

b

TØRR KORROSJON

VÅT KORROSJON

= GASSKORROSJON

(= ELEKTROKJEMISK KORROSJON) = ELEKTROLYTISK KORROSJON

metall

gass

metall

vanndig miljø

høy temperatur

(ved romtemperatur er

(elektrolytt + oksydasjonsmiddel)

gasskorrosjon ubetyde­

lig - anløpning)

Korrosjon i jord, i vannforsyningsnettet, i sjøvann

og i atmosfæren er eksempler på den våte typen

-

aktuelle

for bygningsingeniører.

Elektrolytisk korrosjon krever, som navnet sier,

nærvær av en elektrolytt, dvs. vann med oppløste salter, syrer eller baser.

En elektrolytt har den egenskap til

felles med metaller at den er en strømleder.

Strømmen lede

som kjent i metaller ved transport av elektroner, negativt ladde partikler.

I en elektrolytt der frie elektroner ikke

eksisterer, ledes strøm ved ionetransport .

Denne egenskapen hos elektrolytter er en betingelse for den korrosjonsprosessen vi skal betrakte.

På fig. 2 a

har vi tegnet et snitt av en metallflate med et lokalt angrep.

Slike angrep betegnes gropkorrosjon, men også

den engelske betegnelsen pittings er meget brukt. På fig. 2 b har vi skjematisk fremstilt den korro-

sjonprosessen som har foregått ved en lukket strømkrets. Det fremgår av figuren at strømmen forlater metallet der

det synlige korrosjonsangrepet skjer.

Kap. 12-3

b.

Me tal

Metall

av

en

Elektrolytt

korrosjonsproress.

Den stiplede linjen i metallet viser elektronenes bevegelsesretning.

Strømretning er ifølge en gammel

konvensjon satt lik bevegelsesretning av positivt ladde partikler.

I metaller skjer strømtransport ved de

negativt ladde elektronene og følgelig i motsatt retning

av den konvensjonsmessig valgte strømretning. Som kjent har forskjellige metaller ulik tendens til å korrodere.

Metaller som i sin alminnelighet er lite

korrosjonsfaste kalles uedle metaller.

Edle metaller har

1 de fleste miljøer mindre tendens til å korrodere. Vi skal se på vårt skjema for en korrosjonsprosess når metallfasen består av 2 ulike metaller.

Vi skal la de

2 metallene, ett edelt og ett uedelt, befinne seg i

elektronledende forbindelse.

En elektronledende forbind­

else betyr, som vi allerede vet, av en metallisk forbindelse. Denne kan etableres ved en ledningsstump eller som vist på

fig.

3 ved direkte kontakt mellom de 2 metallene.

Kap. 12

Fig.3.

Skjematisk

modell

av

4

bimetall - korrosjon.

Det uedle metallet vil ha en større tendens til å

gå i løsning.

Når de positivt ladde metallioner rives

løs fra gitterstrukturen i metallet,

skjer strømtransporten

over fasegrensen metall/elektrolytt, kfr. fig. 3 b.

Vi skal bygge ut denne enkle korrosjonsmodellen vår

ved å betrakte den strømkrevende korrosjonsprosessen i et tørrelement, et lommelyktbatteri. 12.1.2

Et tørrelement

Korrosjon kan også være nyttig. er tørrelementet.

Et eksempel på dette

Et annet eksempel er følgende:

Tidligere var brunosten anerkjent som sikringskost på grunn av sitt jerninnhold.

Det skyldtes korrosjon av jern-

grytene der inndampingen ble utført.

Etterat man gikk over

til å bruke aluminiumkar har man begynt å tilsette jern til osten, for å kompensere for tapet av den nyttige korrosjonen.

Kap. 12

5

Til vanlig foregår korrosjonen beklageligvis uten at den kan brukes som energi-kilde.

Korrosjon skjer, som vi

skal se, som følge av en drivende kraft, et potensial fal1. Potensialfallet driver korrosjons-strømmen gjennom elektro­ lytten som vanligvis har en betydelig motstand (ohmsk).

I et tørrelement har man sørget for betingelser til å

utnytte potensial fallet i en tilkoplet ytre krets, f.eks.

en lommelyktpære.

Karbon

Ammonium klorid Sink

Fig.4.

Tørrelement.

Sinken er uedelt i forhold til karbon, det går i løsning og strømtransporten skjer som vist på fig. 4 b.

Den

drivende kraften, potensialfallet, er stort nok til å

kunne utnyttes i en ytre krets.

Korrosjonen skjer som før

nevnt der strømmen forlater metallet, dvs. i dette tilfelle sink-flaten.

Sink går i oppløsning og til gjengjeld produ­

seres elektrisitet.

Kap. 12

6

Hvor mye strøm kan produseres?

Jo mer strøm en

trekker ut av tørrelementet jo mer sink må gå i opp­ løsning.

Det eksisterer med andre ord et forhold mellom:

vekt korrodert metall og mengde elektrisk strøm

Den kvantitative relasjonen ble formulert av Faraday tidlig i forrige århundre.

Det kreves en strømmengde

på 96500 amp sek for å løse opp en metalliaengde svarende

til ekvivalent-vekten i gram. Ekvivalentvekt er som en vil huske fra kjemien molvekt delt på valens.

Sink har en molvekt lik 65,38 og

valensen er lik 2. Sinkmetallet går i oppløsning i form av 2-verdige ioner, Zn++. Det kan med andre ord produseres en strømmengde ved

hjelp av tørrelementer på 96500 amp sek (

Ah) når 32,69 g

27 amperetimer,

sink går i oppløsning.

På samme måte kan en regne ut hva en gitt strøm­

mengde tilsvarer i oppløst mengde av andre metaller. Det praktiske mål på strøm-mengde er i korrosjonsteknikken ikke ampere-sekunder eller ampere-timer, men ampere-år.

Tabell 1 gjengir noen tal1-verdier:

Metall

Oksydert tilstand

Vekt-tap i kg/A år

Metall

Oksydert tilstand

Vekt-tap i kg/A år

Magnesium

Mg+ +

4,0

Nikkel

Ni + +

9,6

Bly

Pb++

34

Sn++ ++ Zn

19 10,7

Aluminium

Al+++

Kadmium

Cd++

Krom

Cr+++

.Kopper

Cu++

10,4

Tinn

Jern

Fe++

9,1

Sink

2,9

18

5,7

1

Kap. 12

7

Vi kan lage oss følgende huske-regel: a.

En strøm-mengde på 1 Aår tilsvarer 10 kg korrodert metall (av riktig størrelsesorden)

og videre: b.

Denne strøm-mengden fordelt på en overflate lik 1 m2

tilsvarer en angrepsdybde lik 1 mm.

(fra 0,8 - 3 mm).

En korrosjonsstrøm-mengde (1 Aår) pr. overflate (m ) tilsvarer med andre ord en korrosjonsgrad (mm angrepsdybde). Det medfører at korrosjonshastighet i kilo pr. kvadrat­ meter og år eller millimeter pr. år, tilsvarer en viss

strømtetthet i ampere pr. kvadratmeter.

Nå kan en innvende at denne betraktningen er basert på et tørrelement (= et bimetallelement), mens en ved korro­ sjon som oftest har med bare ett metall å gjøre. Dette er analogt med det som skjer i tørrelementet når

det ikke brukes. lagringsdyktig.

Som kjent er tørrelementet ikke ubegrenset Evnen til strømlevering tapes ved at

sinken langsomt går i oppløsning.

De virksomme korrosjons-

strømmene er vist på fig. 5.

Zn lik

Fig. 5.

Korrosjon

i

tørrelementet

når

det

ikke

brukes.

) t

Kap. 12

8

Ved tiden t + At skjer sinkoppløsningen på de andre partiene av overflaten. Partier av overflaten der den metalliske oppløsning

foregår, kalles anodiske områder.

Partier der strømmen

går tilbake fra elektrolytten til metallet kalles katodiske

områder. I vårt tilfelle har sinken etter en viss lagringstid

fått et jevnt korrosjonsangrep over hele overflaten.

Vi

kan si at det betyr at katodiske og anodiske områder har

byttet plass i løpet av tiden. Vi har tidligere, kfr. fig.

2 b, satt opp et skjema

for strømtransport ved et lokalt angrep.

Det mer full­

stendige bildet av strømtransporten er vist på fig. 6 a.

lokalt

angrep.

Kap. 12-9

Vi ser av fig. 6 b at strømtettheten er stor ved det beskjedne anodiske området. Hvis motstanden mot denne strømtransporten (motstand mot Zn -> Zn++) er høy, vil

"flaskehalsen" for korrosjonsprosessen befinne seg her.

Vi sier da at korrosjonsprosessen er under anodisk kontroll. Det vil si at korrosjonshastigheten er begrenset av den

langsomste delprosessen, som her ble antatt å være den anodiske metalloppløsningen Me -> Me++. Om motstanden mot strømtransporten var størst på de katodiske områdene sier en at korrosjonen er katodisk kontrollert.

Som kjent ledes strøm i elektrolytter ved

Elektrolytt-motstanden kan

transport av oppløste ioner. være høy av flere grunner.

I praksis kan elektrolytten

være betong med beskjedent vann-innhold, det kan være

lite gjennomtrengelig jordsmonn etc.

Det kan derfor også

være et "tak" på korrosjonshastigheten begrenset av dårlig elektrisk ledningsevne i miljøet.

I så fall sier en at

det foreligger ohmsk kontroll. Motstanden i miljøet kommer til uttrykk ved et spennings-

tap i strømkretsen mellom et katodisk og et anodisk om­ råde.

Spenningstapet er etter Ohms lov proporsjonalt med

strøm-styrken AE = R-I der R er motstand,

AE spenningstap og

I strømstyrke.

Ohms lov gjelder selvfølgelig også for spenningsfallet i metallet.

Metaller er imidlertid så gode ledere for elektri­

sitet at spenningstapet her blir ubetydelig (ved de aktuelle

strømstyrker og avstander i korrosjonsteknikken). Motstanden mot korrosjons-strømmen ved fasegrensen

metall/elektrolytt i katodisk og anodisk område følger ikke den enkle Ohms lov.

som gjelder.

Vi skal senere se hvilke relasjoner

Her skal vi bare introdusere navnet på denne

mo ts ta nden: Polarisasjon.

Kap. 12

10

Er spenningstapet over fasegrensen metall/elektrolytt

ved katoden stor, sier en at den katodiske polarisasjonen er høy (og analogt betegner vi i tilfelle den anodiske

polarisasjon). Metalloverflaten er i praksis ofte ikke ren.

Den kan

være dekket av en oksyd-film med dårlige elektriske leder­ egenskaper.

I så tilfelle kan en motstand i oksydfilm

gjøre seg gjeldende.

12.1.3

Korrosjonsmodellen

Så langt har vi

-

foreløpig noe overfladisk

sett hvorledes korrosjon er knyttet til transport av

elektriske ladninger i en eller flere lukkede strømkretser.

For å anskueliggjøre begrepene har vi gått ut fra en grov betraktning av strøm-kretsene i et tørrelement ved bruk

og ved lagring.

Med dette som bakgrunn skal vi nå sette

opp en generelt anvendelig korrosjonsmodel1.

Fig. 7 viser

en skjematisk fremstilling av strømkretsene i tørrelementet

i bruk og ved lagring.

Fig. 7.

Skjema over strømkretsene i tørrelementet ved bruk (a) og lagring (b).

Kap. 12 - 11

Ved de fleste korrosjonstilfelle er det bare ett metall involvert og fig. 7 b avspeiler dette, strømmen forlater sinkoverflaten på anodiske områder og returnerer på

katodiske.

Den lukkede strømkretsen etableres ved at

strømmen ledes tilbake til det anodiske partiet via sink-

platen.

Fig. 7 b kan derfor erstattes med fig. 8 a der

vi har adskilt katodiske og anodiske områder i 2 flater forbundet med en (isolert)

Fig.8.

ledning.

Utvikling

av

korrosjons - modellen.

Fig. 8 b viser det samme i en mer bekvem form.

Dette er

den korrosjonsmodellen vi skal bygge videre på i det

følgende. Vi minner om at sinken i tørrelementet fikk en jevn korrosjon over hele overflaten ved lagring.

Det betyr

som nevnt at katodiske og anodiske partier bytter plass flere ganger i korrosjonsperioden.

Det vil m.a.o. si at

størrelsen av katodeflaten er lik størrelsen av anodeflaten.

I andre tilfelle kan korrosjon opptre lokalt på en liten del av hele metalloverflaten, f.eks. 5 %.

I så

tilfelle vil overflaten av anoden i korrosjonsmodellen

være 1/20 av katodeflaten.

Kap. 12

POTENSIAL

12.2 12.2.1

-

12

ÅRSAKEN TIL KORROSJON

Likevektspotensial for anodereaksjoner

Vi har kalt den oppløsende reaksjon som kan foregå på en metalloverflate i en elektrolytt,

reaksjon.

for en anode-

Når vi ser et korrosjonstilfelle, perforering

av stålrør, korrosjonsgroper på armeringsstål, etc.

så

er det resultatet av anodeprosessen vi betrakter. I korrosjonsmodellen vår ser vi at også en katodeprosess er nødvendig for at vi skal få den lukkede

korrosjons-strømkretsen.

At det også har foregått en

katodereaksjon vises i regelen ikke når vi betrakter et

praktisk korrosjonstilfelle. Det vi nå skal gjøre, er å kutte korrosjonsmodellen vår i to deler.

Først skal vi bare se hva som skjer når

vi utsetter et metall for en vanndig elektrolytt som har en slik sammensetning at ingen katodereaksjon kan skje.

Årsaken til at vi gjør dette er følgende:

Alle

metaller har en viss, innbyrdes forskjellig, tendens

til å gå i oppløsning i et gitt miljø.

Vi skal kalle denne

tendensen for likevektspotensial for anodereaksjonen. Ulike miljøer

(elektrolytter) har på sin side forskjellig

tendens eller evne til å starte og underholde en katodereaksjon.

Dette gir opphav til det vi vil kalle

likevektspotensialet for katodereaksjonen.

Når vi kjenner likevektspotensialet for de to reak­

sjonene, så er potensialdifferensen bestemt og den er et mål på den drivende kraft for korrosjonen.

Denne poten­

sialdif ferensen skal senere drive strømmen gjennom korro-

sjonskretsen. Foreløpig skal vi nøye oss med å finne den drivende

kraften uten at det går strøm i kretsen.

Det vil si at vi

betrakter korrosjonsmodellen uten kortslutning gjennom den ytre ledningen.

Kap. 12 - 13

I neste kapittel skal vi kortslutte anode og katode

via den ytre kretsen og se nærmere på de faktorer som

bestemmer strømtransporten dvs. korrosjonshastighet. 12.2.1.a

Potensialdannende reaksjon

Et metall består som kjent av et ionegitter og frie, lett bevegelige elektroner.

lonegitteret gir metallet

de mekaniske egenskapene og de lett bevegelige elektronene

sørger for den gode elektriske ledningsevnen. Det er to årsaker til at metaller har en tendens til å gå i løsning i vanndige elektrolytter.

For det første

foreligger ioneformen allerede i metallgitteret.

Orn et

ion river seg løs fra sin plass i gitteret, vil det i neste øyeblikk foreligge oppløst i vann.

Metaller er

fremstilt av naturlige oksyder under tilførsel av energi og metall-tilstanden representerer derfor et energetisk

labilt system. Videre vil vannmolekylene i elektrolytten begjærlig

ta imot metallioner.

i vann.

En sier at metallionene solvatiserer

Prosessen skjer under betydelig energiutvikling.

En kan derfor finne det rimelig at alle metaller har en stor eller liten tendens til å gå i løsning i ioneform.

Løsningstendensen kommer til uttrykk ved at et visst antall ioner går over fra gitteret til elektrolytten. Dette kan for en-verdige ioner skrives

(1)

I1egitter

Meelektrolytt

Så snart ett metall-ion har løsrevet seg fra gitteret har

metallet fått en negativ ladning svarende til ett elektron. Når flere ioner har gått i løsning, har metallet fått en tilsvarende negativ oppladning av overskuddselektroner. Elektronene kan ikke løses opp av elektrolytten.

bare forbrukes ved en katodeprosess.

De kan

Nå har vi imidler­

tid foreløpig innrettet oss slik at en elektronforbrukende katodeprosess ikke foregår.

Kap. 12 - 14

Metallet får følgelig en økende negativ ladning etter hvert som de positive metall-ionene forlater metallet.

Løsningsprosessen stanser da meget hurtig av seg selv. Det er to årsaker til dette som har med elektrostatisk

tiltrekning mellom positive og negative partikler å gjøre.

For det første vil metall-ioner vanskelig kunne fjerne seg fra metall-fasen når dette allerede har fått en negativ ladning.

Den negative overskuddsladning vil "holde igjen"

de positive metall-ionene. Videre vil de allerede oppløste positive metall-ionene

være tiltrukket av det negativt ladde metallet.

Noen av

dem vil gå tilbake: (2)

Me

Me

gitter

løsning

Vi får som resultat en dynamisk likevekt karakterisert ved like stor hastighet på de motsatt rettede prosessene (3)

Me

+ gitter

*-

Me+ løsning

Likevekts-tilstanden inntrer på forskjellige stadier

for ulike metaller.

Når et metall kommer i likevekt etter

at et høyt antall metall-ioner først har gått i løsning,

sier vi at det er et uedelt metall.

I motsatt fall sier vi

det er et edelt metall.

Vi har ingen mulighet for å måle antall oppløste

metall-ioner.

Vi kan heller ikke måle antall overskudds-

elektroner i metallet.

Den negative oppladningen som følge av løsningstendensen

kan bare bestemmes relativt til et annet metall. viser hvorledes dette kan gjøres.

Fig.9

Kap. 12-15

Fig.9.

Skjema for måling av potensial.

Ved å skyte inn et voltmeter og en stor motstand (R) i den

ytre kretsen, kan vi registrere differensen i negativ oppladning mellom metall I og II.

Vi må kople inn en stor motstand R for ikke å få en sjenerende strømtransport i systemet.

En annen og bedre

måte er å bruke en kompenserende brokopling. På denne måten har en målt metallenes løsningstendens relativt til hverandre.

En har valgt hydrogen,

et vilkårlig nullpunkt på skalaen.

som

Hydrogen kan fra et

korrosjonsteknisk synspunkt betraktes som et

gassformig metall. Metallenes relative løsningstendens kalles 1ikevekts-

potensialer.

Vi skal se på noen resultater fra målinger

av 1ikevektspotensialer.

Før vi gjør det, må vi se litt

på hvordan på forhånd oppløste ioner av vedkommende metall påvirker likevektspotensialet.

Når likevektspotensialer refereres til en vilkårlig

valgt referanse som nullpunkt, den såkalte hydrogenelektroden, så betyr det:

Metaller som er edlere enn hydrogen, dvs. får en mindre negativ oppladning ved sin potensialdannende reak­ sjon, får et positivt potensial.

Metaller som er uedlere

enn hydrogen får negativ verdi for sitt likevektspotensial.

Kap. 12

16

Hydrogenelektroden angir likevektspotensialet for reaksjonen:

H2 -> 2H+ + 2e

(4)

under normalbetingelser . Metallenes likevektspotensialer er analogt for

reaksjonen:

(5)

Me metall

* Mel" . . + e løsning

Kap. 12 - 17

Spenningsrekker

12.2.2

Likevektspotensial som funksjon av ionekonsentrasjon Nernst's formel

Når vi har sett hvorledes et likevektspotensial dannes,

er det lett å innse at det må være en funksjon av konsen­

trasjonen av vedkommende ioneslag oppløst i elektrolytten. Spenningsrekken er en tabell over metallenes like-

vektspotensialer målt under normalbetingelser, dvs. ved en

konsentrasjon lik 1 Tabell 2 Tabell 2 •

Reaksjon

Na

Na+

Mg -> Mg+ + , . +++ Ti -> Ti Zn -► Zn++

som finnes i elektrolytten på forhånd.

gir et utdrag.

Utdrag av spenningsrekken

E o i volt

Reaksjon

E° i volt

- 2,7

Fe ■> Fe++ Sn -> Sn++

- 0,44

Cu -> Cu++ Au -> Au++

+ 0,34

- 2,4

- 1,2 - 0,76

- 0,14

+ 1,50

Vi ser at natrium, Na, får den største negative oppladning ved sin potensialdannelse.

Det er da også et så reaktivt

metall at det er uegnet for praktisk anvendelse som metall. I den andre enden av tabellen finner vi gull, Au, med en særlig liten negativ oppladning.

Gull har som kjent en

anvendelse betinget av sin edle karakter.

I aktuelle miljøer har vi så godt som aldri en kon­ sentrasjon av oppløste ioner lik 1.

For de aktuelle metaller

ligger metningskonsentrasjonen flere tier-potenser lavere. Normalpotensialet må m.a.o. omregnes til den foreliggende

X)

Konsentrasjonen måles i Konsentrasjon = 1 betyr Enverdige metallioner = Toverdige metallioner =

normaliteter: 1 normal dvs. for: 1 grammol/liter \ " osv.

Kap. 12

konsentrasjon.

18

Ofte er denne ukjent og for å få et bedre

tilnærmet mål på likevektspotensialet, antar en gjerne en metningskonsentrasjon på 10~6. Dette kan være til­ nærmet riktig, f.eks.

miljøer.

for jernioner i noen naturlige

Jernioner kan løses opp til en grovt tilnærmet

konsentrasjon lik 10

Tilføres ytterligere jernioner

får en utfelling av rustliknende faste hydroksyder. En skal utvise noen grad av forsiktighet med antakelsen —A av en metallionekonsentrasjon lik 10 i en ukjent elektro­

lytt.

I noen tilfeller kan miljøet gi en ekstrem lav

løselighet for vedkommende metall ioner.

Dette vil være

tilfelle om det foreligger kompleksdannere i miljøet. Mettet oppløsning kan i så fall foreligge allerede ved —20 en så lav konsentrasjon som 10

Forøvrig vil metningskonsentrasjonen for de fleste bruksmetaller stige med avtakende pH.

For de amfotære

metaller sink og aluminium, vil metnings-konsentrasjonen

være lavest i et område omkring det nøytrale.

På begge

sider vil løseligheten stige, både med høyere og lavere pH enn pH = 7. For å få et begrep om størrelsen av konsentrasjonens innflytelse på likevektspotensialet, skal vi gi en

huske-regel: For en-verdige metaller faller potensialet med 0,36 volt når konsentrasjonen reduseres fra 1 til 10-6. For 2 og 3-verdige metaller reduseres potensialet med

henholdsvis 0,18 volt og 0,12 volt (lik \ og 1/3). Eksempel 1

Jern tenderer til å gå i løsning som 2-verdige ioner. Normalpotensialet er -0,44 volt. Ved en konsentrasjon lik 10 6 blir potensialet lik (-0,44 -0,18) volt lik

-0,62 volt.

Kap. 12

19

Eksempel 2

Kopper kan løses som 2-verdig ion med normalpotensial

Om det foreligger kompleksdannere for

lik +0,34 volt.

kopper-ioner i miljøet (aminer, cyanider etc.)

ligheten reduseres til 10

kan løse-

Ved denne konsentrasjonen

blir likevektspotensialet redusert med

3 x 0,18 volt lik 0,54 volt, dvs. det får verdien

(+0,23 -0,54) volt lik -0,20 volt. Kopper har m.a.o. i dette miljøet fått karakter av å være uedlere enn hydrogen.

Som vi har sett av disse eksemplene får metallene en uedlere karakter med avtakende konsentrasjon i miljøet.

Som et tankeeksperiment kan en forestille seg følgende: En måler et metalls potensial ved varierende konsen­ trasjon av metallets ioner i løsning.

En starter med en

meget lav konsentrasjon og øker den kontinuerlig til en meget høy verdi.

Vi har sett at likevektspotensialet var en følge av

den dynamiske likevekten Mg

->

4"

metall

,

Mp

4-

løsning

Ifølge den kjemiske massevirkningsloven kan vi innse at potensialet må stige når vi øker Me+, løsning Vi trykker likevekten mot venstre, og metallet får en

edlere karakter, hvilket igjen vil si at opphopningen av

overskuddselektroner avtar. I vårt tankeeksperiment lot vi konsentrasjonen øke kontinuerlig.

Det vil si at ved en eller annen konsen­

trasjon vil det ikke skje noen oppladning av overskudds­

elektroner i metallet.

Vi kan kalle denne konsentrasjonen

for den absolutte likevektskonsentrasjonen.

Kap. 12

20

En har ingen praktisk nytte av denne størrelsen,

fordi en ikke har noen måle-mulighet. potensialer må oppfattes som relative.

Den viser at alle Potensialet øker

med konsentrasjonen etter Nernsfs formel: „ „o . 0,0 6 . i.. n+1 ... E = E + —log | Me | volt der

E° er normalpotensialet E

er likevektspotensialet ved konsentrasjon lik |Men+|

n

er valens

Det vil m.a.o. si at potensialet øker med 60, 30 og 20 mv for en tierpotens konsentrasjonsøkning for henholdsvis

én, to og tre-verdige ioner.

12.2.3

Likevektspotensialer for katodereaksjoner

Vi har så langt sett på likevektspotensialer for metallisk oppløsning, dvs. vi har betraktet halvdelen av vår korrosjonsmodell:

Fig. 10.

Korrosjonsmodell - pilene mcrkerer strømretning.

Kap. 12

21

Den potensialdannende reaksjon hos metaller kan betraktes som forløperen til en korrosjonsprosess.

Overskuddselektroner anrikes i metallet som følge av løsningstendensen og potensialet blir mer negativt (faller). Korrosjon får vi når en annen reaksjon som for­

løper under forbruk av overskuddselektroner kan foregå. En slik prosess kalles en reduksjon i motsetning til den

anodiske oppløsningen, som er en oksydasjon. Korrosjon foregår når elektroner vandrer (motsatt

strømretning)

gjennom den ytre kretsen i korrosjonsmodellen

vår, fra anode til katode.

Ved katoden foregår den

elektronopptakende katodeprosessen.

En anodeprosess skrives gjerne på formen: (1)

Me -> Me+ + e

der det er underforstått at det produserte overskuddselektronet forblir i metallet.

En katodeprosess er som påpekt, en elektronforbrukende prosess og kan generelt skrives (2)

X + e -> Y

Komponenten X er istand til å oppta elektron og gi Y.

De hyppigste forekommende katodeprosesser ved korrosjon skyldes oksygen eller hydrogenioner. Vi skal se hvorledes de er istand til å oppta elektroner. Hydrogenionet kan oppta elektroner (reduseres) og gi

gassformig hydrogen.

Hydrogengass har en liten løselighet

i vann og vil boble opp fra katodeflaten.

Det er dette vi

ser når vi utsetter et bruksmetall for en sterk syre, f.eks. sink eller jern i saltsyre.

(3)

2H+ + 2 e -> H 2 gass

Kap.

12 - 22

I likhet med potensialdannelsen ved metaller, kan

denne reaksjonen skrives som en likevektsreaksjon (4)

2H+ + 2 e

H2

gass Det betyr at om vi øker tilgangen på elektroner (øker antall elektroner, øker "elektrongass-trykket"), så vil reaksjonen gå mot høyre.

Om vi omvendt fjerner elektroner,

så vil reaksjonen (med tilgang av hydrogengass) kunne gå

til venstre. Om vi nå lar korrosjonsmodellen vår representere et

uedelt metall, så vil det produseres et høyt "elektron-

gasstrykk" på anoden.

Dette "trykket" vil på grunn av

den gode elektriske ledningsevnen i den ytre kortslutningskretsen, momentant forplante seg til katoden.

Ved katoden får vi da reaksjonen mot høyre (4) og ut­

vikling av hydrogen.

Tenker vi oss nå at metallet vårt er inert, dvs. det gir ikke noen overskuddselektroner, så vil reaksjon

(4) alene bestemme "elektrongasstrykket" i metallet. Når hydrogenioner og hydrogengass er til stede, vil det innstille seg en likevekt og den likevekten medfører et

visst elektrongasstrykk i katode-metallet.

Katodereaksjonen har dermed et likevektspotensial. Vi kan med en gang innse at når det katodiske likevekts­ potensialet ligger over det anodiske (lavere elektron­ gasstrykk) så er korrosjon potensielt mulig.

Som vi ser av ligning (4 ) må likevektspotensialet for hydrogenion-reduksjon være avhengig av surheten (H+-konsentrasjonen) og hydrogengass-konsentrasjonen.

Likevektspotensialet som funksjon av pH er gitt i tabell 3 .

Kap. 12

Tabell

pli

23

3 .

V

EO2

pH

E

eh+

°2

2

+ 1,11

-0,12

8

+ 0,76

-0,46

4

+ 1,00

-0,23

10

+ 0,64

-0,59

6

+ 0,88

-0,35

12

+ 0,53

-0,71

I tabell 3 er også angitt likevektspotensialer for oksy-

genreduksjonen.

Oksygen, 0^, er istand til å oppta elek-

troner ved

(5)

\ °2 + H20 + 2 e -> 20H

Da OH -ioner inngår i reaksjonslikningen, er dette poten­

sialet også en funksjon av pH som vist i tabellen. Likevektspotensialet for hydrogenreaksjonen soir funksjon av pH er som en vil se lik

Eh2/h+

- 0,059 x pH volt

og eo2/oh-

= EH2/H+

+ x'23 volt

Vi skal nå undersøke om korrosjon i et par tilfelle potensielt er mulig eller ikke.

Eksempel 1: Varmforsinket armeringsstål I spenningsrekken hadde vi et likevektspotensial for Zn -> Zn++ lik -0,76 volt ved konsentrasjon |Zn++| = 1.

Vi antar |Zn

|

= 10

i miljøet.

Da blir like­

vektspotensialet for den anodiske sinkoppløsning ifølge

Nernsfs formel lik

Kap. 12

24

= (-0,76 - 6-'-Q-' 06) = -0,94 volt.

E DH

2

Vi har i betongen en pH lik 12.

Ved denne pH er like-

vektspotensialene for katodereaksjonene henholdsvis

E

°2

= +0,53

E + = -0,70 H

og

Da E„ er lavere enn bade E og E+ kan, så langt, Zn „ 2 H korrosjon foregå bade under oksygenforbruk og hydrogenutvikling.

Vi skal senere komme tilbake til dette eksempelet for en mer fullstendig (og riktig) vurdering av korrosjonsbetingeIsene.

Eksempel 2; Stålpeler i surt jordsmonn Stål hadde et normalpotensial lik -0,44.

Vi forutsetter

pH lik 4 i vår sure jordtype og skal undersøke om korro­

sjon som følge av surheten er mulig. Vi antar |Fe++| = 10 6 dvs. E„

°-'-0-6)

= (-0,44 -

re

volt = -0,62 volt

2

Ved pH = 4 er E

o2

= 1,00 v

og

Ett+ = -0,23 H

Da E^t er høyere enn EFg må vi foreløpig anse korrosjon

som følge av syreinnholdet i dette jordsmonnet mulig.

Som vi senere skal se, kan det komme inn en sterk hastighetsbegrensende faktor, den såkalte hydrogen-overspenning,

som reduserer hastigheten på syrekorrosjon til

en praktisk akseptabel lav verdi. Videre skal vi se at vi ikke kan anvende den enkle

spenningsrekken for bestemmelse av metallenes likevekts-

potensialer for hele pH-området.

Kap. 12

25

Eksempel 3: Stål i sjøvann

Vi antar som før (jfr. eks. 2)

|Fe++|

= 10

og får et

anodisk likevektspotensial, Epe lik -0,62 volt som i eksempel 2 .

Vi setter pH i sjøvann lik 8,0 og får (jfr. tabell 3). E

°2

= +0,76 volt og E„+ - -0,46 volt. H

Vi ser at korrosjon både ved oksygenforbruk og hydrogen-

utvikling så langt er mulig.

Det drivende potensial-

trykket for hydrogenutvikling er imidlertid lavt

(-0,46 - (-062)) v lik 0,16 volt.

Da hydrogenoverspenningen

den minste potensialdifferansen som skal til for at hydrogen skal utvikles med en hastighet av noen betydning -

er større, har vi bare korrosjon av oksygentypen tilbake som eneste mulighet.

12.3

HASTIGHETEN PÅ KORROSJON Så langt har vi foretatt den første og helt elementære

undersøkelse av om korrosjon i gitte tilfeller overhodet

er mulig.

Kriteriet var at "elektrongasstrykket" ved anoden under 1ikevektsbetingelsene var høyere enn ved katoden. Derved var strømtransport i korrosjonsmodellen mulig. For å gjøre tilegnelsen av potensial-begrepet lettere, kan det være nyttig å la potensial bety "elektrongasstrykk" .

Et lavt potensial betyr da et høyt "elektrongasstrykk". Nå først skal vi kortslutte den ytre kretsen i korro-

sjonsmodellen vår.

Strømtransporten kan starte og vi skal

se på hvilke faktorer som begrense^ denne, dvs. bestemmer

korrosjonshastigheten.

Vi har allerede i innledningen

(kap. 12.1) pekt på følgende motstander for strømtransporten:

Kap. 12

26

Katodisk polarisasjon Anodisk

polarisasjon

Ohmsk motstand i elektrolytten og eventuell motstand i oksydfilmer

Motstand i eventuell oksydfilm Ohmsk motstand

Anode

Fig. 11.

Illustrasjon av motstander som kan opptre mot korrosjon.

Kap. 12

12.3.1

27

Polarisasjon

Vi skal først demonstrere fenomenet ved et konkret korrosjonseksempel .

Stål korroderer i sjøvann under oksygenforbruk. Stålet får et jevnt fordelt angrep over hele overflaten.

Korrosjonshastigheten er til å begynne med tilsvarende omlag 1 mm/år og denne reduseres etterhvert til 0,1 mm/år

på grunn av sekundære beleggdannelser.

(pkt. 12.2.3)

Som vist i eks. 3

er korrosjonen av oksygentypen.

Når korrosjonen er jevnt fordelt, kan vi regne med Fig.12 a representerer

like store anode- og katodeflater.

korrosjonen på et gitt tidspunkt.

Fig. 12b viser korro-

sjonsmodellen vår med en innkoplet bryter og et amperemeter i den ytre kretsen.

Fig. 12.

Modell for illustrasjon

av

polarisasjon.

Kap. 12

28

Vi lar til å begynne med bryteren i den ytre kretsen være åpen.

Det drivende korrosjons-trykket (ved 1=0)

er differansen mellom katode- og anodepotensial.

Som

vist i eks. 3 (avsnitt 12.2.3) var dette bestemt ved

E

= +0,76 volt og E °2

):

AE

Fe

= -0,62 volt

=0,76- (-0,62) v= 1,38 volt

Da sjøvann har et høyt saltinnhold er motstanden mot

strømtransport gjennom elektrolytten lav.

Vi setter denne

motstanden lik R.

Om vi ikke hadde noen annen korrosjons-motstand i systemet, skulle vi forvente å få en korrosjonsstrøm gitt

ved AE = R-I

):!,=— -JIX

Vi kortslutter nå den ytre kretsen og ser hva som skjer. Vi kan avlese en strøm på amperemeteret som vist på fig. 13.

I startøyeblikket kan vi faktisk måle en såvidt høy strømstyrke som 1^.

Men den faller hurtig.

Kap. 12 - 29

Etter en tid (noen minutter) ser vi at strømmen tilsyne­

latende stabiliserer seg på en adskillig lavere verdi, I .

Vi kan nå kontrollere at elektrolyttmotstanden R ikke har endret seg, dvs. AE må ha falt til en lavere

verdi.

Dette kan bero på ett av følgende to fenomener

(eller begge i kombinasjon): 1)

Katodepotensialet E gangen: E^

kan ha falt ved strømgjennom-

H20 + ^02 + 2 e

Dette skjer ved et høyt potensial.

Vi minner om at høyt

potensial tilsvarer lavt "elektrongasstrykk" i metallet. Ved lavere "elektrongass-trykk" enn tilsvarende potensial blir altså reaksjonen (6) mulig.

Vi skal så endre miljøet vårt igjen,

for å finne

den tredje type av de forekommende anodiske polarisasjonskurver.

Vi tilfører nå betongen salt, dvs. vi får klorid-

ioner i tillegg til den alkaliske vannfasen. Vi vil da observere en type som vist på fig. 20.

I anode

Fig. 20.

Anodisk polarisasjonskurve for kloridholdig betong.

Kap. 12

38

Denne har til å begynne med et intervall med aktiv korro-

derende flate.

Ved en viss potensialverdi faller strømmen

til praktisk sett lik null.

Metallet blir passivert.

Ved høyere potensialverdier blir metallet igjen aktivert.

Dette skjer nå ved at den passiverende oksydfilmen lokalt

blir brutt og med lokal anodisk jernoppløsning til følge (pittings). Vi har nå presentert de tre forekommende anodiske polarisasjons-typer .

Det neste naturlige spørsmål blir:

Hvilken type kan forventes i et gitt korrosjonstilfelle?

For å gi svar skal vi senere se at vi skal søke informasjon i Pourbaix-diagrammet.

Foreløpig kan vi

merke oss noen enkle kriterier:

Aktiv:

bruksmetaller ved lave pH amfotære metaller

(Zn, Al) ved

høye pH

aktiv overflate gir generell korrosjon aktiv overflate gir lav polarisasjon Passiv:

bruksmetaller i et pH-område omkring det

nøytrale

som oftest kan ikke klorider være til stede betinger anvendelse av aluminium, titan m. f 1.

rustfrie og syrefaste stål har gode korrosjonsegenskaper p.g.a. passiveringstendens

Aktiv/Passiv:

miljøer med klorider som uten dem ville ha gitt passiv tilstand

kan gi pittings

Kap. 12

12.3.3

39

Katodiske polarisasjonskurver

For å utlede de katodiske kurvene, skal vi igjen ta for oss korrosjonsmodellen for stål i sjøvann.

Fig. 21,

Modell

for

polarisasjonskurven.

Vi betrakter nå venstre halvdel av modellen. Ved katoden tilføres strøm fra elektrolytt til metall.

En fysikalsk sett bedre måte å se denne strømoverføringen på,

får vi ved å betrakte elektronenes bevegelse. Når strøm tilføres, betyr dette som før nevnt at

elektroner transporteres motsatt veg. frie elektroner.

I metallet har vi

I elektrolytten derimot, kan frie

elektroner ikke eksistere, bare ioner og molekyler.

Hvordan skjer elektrontransporten fra metall til elektrolytt?

Jo, den kan skje ved at ioner eller mole­

kyler i elektrolytten har den egenskap at de kan oppta

elektroner fra metallet.

Slike komponenter som kan oppta

elektroner kalles oksydasjonsmidler og som vi har sett (side 21) kan de være hydrogenioner, H+, eller oksygen, • Det er lett å forestille seg at den strømmen som kan tilføres metallet på denne måten vil være avhengig av "elektrongasstrykket" i metallet, dvs. av potensialet.

Jo høyere elektrongasstrykk jo lettere må det være for

oksydasjonsmidler å oppta elektroner.

Kap. 12

40

Ved utledningen av anodekurvene tenkte vi oss at vi

trakk en gitt strøm

ut fra anoden og så målte den

korresponderende potensialverdien E^.

den galvanostatiske målemetoden,

Dette tilsvarer

(I = konst.).

Den opp­

merksomme leser vil allerede ha notert seg at vi ikke kunne ha registrert den aktive/passive typen på denne måten (kfr. fig. 20).

Nå skal vi gå en annen veg.

Vi skal tenke oss at vi

tilfører elektroner gjennom den ytre kopperledningen.

På

den måten kan vi trinnvis øke "elektrongasstrykket", dvs.

redusere potensialet i katode-staven og måle de tilsvarende strømtettheter.

Dette er prinsippet for den potensiostatiske måle­ metode (E = konst.).

Vi kan nå tenke oss at denne ble

brukt for å registrere den aktiv/passive typen av anodisk

polarisasjonskurve.

I det tilfellet ble strømmen målt på

stigende potensialnivåer ved å trekke elektroner ut fra

anode-staven. Nå registrerer vi den katodiske polarisasjonskurven

for stål i sjøvann ved å tenke oss elektroner tilført til metallet til avtakende potensial-nivåer.

kurve forløp som vist i fig. 22.

Vi får da et

Kap. 12

41

Kurveforløpet forteller oss hvor lett, respektive vanskelig, det er for oksygen å oppta elektroner fra katoden ved

økende "elektrongasstrykk" i metallet.

Den elektronopp-

takende komponent, oksydasjonsmiddelet, er her oksygen som er oppløst i sjøvann.

Vi merker oss den vertikale delen av kurven. karakteriseres ved følgende:

Den kan

Når vi har nådd et visst

"elektrongasstrykk", E|, så kan ikke strømtransporten for­

høyes ved å redusere potensialet ytterligere.

Denne verdien

for strømtetthet kalles derfor grensestrømtetthet. Årsaken til fenomenet er at når denne verdien er nådd,

vil det varmsjiktet som ligger nærmest metalloverflaten

være uttømt for oksygen.

Al1 oksygen som opprinnelig var

i dette sjiktet er nå forbrukt.

Videre elektronutladning

fra katoden vil skje i takt med den hastigheten oksygen-

molekylene formår å diffundere gjennom dette sjiktet, fra hovedmassen av væsken til metalloverflaten.

Grensestrømtettheten er derfor underlagt diffusjonskon­ troll .

De parametre som kan påvirke oksygendiffusjonen,

vil bestemme nivået av grensestrømtettheten.

Det vil i

praksis si at grensestrømmen vokser med økende oksygen­

innhold i vannet og med økende turbulens (bevegelse, røring)

i vann-massen. Grensestrømmen antydet i fig. 22 refererer seg m.a.o.

til en gitt verdi for oksygeninnhold og bevegelse i sjøvann. Vi skal nå tenke oss det samme systemet, stål i sjø­

vann.

Endringen vi gjør er å redusere oksygeninnholdet til

nesten lik null.

Vi kan med andre ord ikke ha noe nevne­

verdig elektronopptak av oksygen, men vi vil

-

når poten­

sialet trykkes under likevektspotensialet for H /H2 , få hydrogenutvikling. I fig. 23 har vi tegnet inn polarisasjonskurven for

hydrogenutvikling som katodeprosess, dvs. den elektronopp-

takende prosessen

(a)

2H+ + 2e -> H2

Kap. 12

Da hydrogenionet, H+,

42

inngår i reaksjonslikningen, er

likevektspotensialet (som vi allerede har sett) en funksjon av surheten, pH. ved pH = 8.

I tabell

3 er det gitt en verdi lik -0,46

På fig. 23 ser vi at elektronopptaket først begynner ved et lavere potensial enn likevektspotensialet.

Differansen kalles hydrogenoverspenning.

overspenningen for utvikling av reaksjonsmekanismen å gjøre.

Denne nødvendige

har med detaljer i

De fremkommer ikke av brutto-

likningen (a), som bare forteller hva utgangs- og slutt­ produktet er. Vi trenger ikke gå nærmere inn på dette her.

Vi nøyer

oss med å fastslå at potensialet må være lavere enn like­ vektspotensialet for at hydrogenutvikling skal skje.

Hvor mye lavere det må være, bestemmes av hydrogenoverspenningen.

Kap. 12

43

Størrelsen av hydrogenoverspenningen er avhengig av

metall og overflatetilstand.

Hydrogenoverspenningen er

strengt tatt ingen materialkonstant, men en funksjon av strømtetthet.

For vårt formål er det likevel godt nok å

betrakte den som en konstant.

En må bare referere stør­

relsen til en aktuell verdi for strømtetthet.

I tabell 4

har vi gjengitt en del verdier av HOSP for strømtetthet lik ImA/cm , svarende til en jevn korrosjonshastighet på

11 mm/år for stål, dvs. en relativt høy hastighet.

Tabell

4.

Hydrogeneverspenning i volt for strømtetthet 9 lik 1 mA/cm .

Pt :

0,00 - 0,13

Sn :

0,75

Fe :

0,40 - 0,45

Zn :

0,94

Cu :

0,36 - 0,44

Hg :

1,10

Al :

0,70

Pb :

1,15

I oksygenholdig miljø kan en ha både reduksjon av oksygen og hydrogenioner samtidig. kan utlades

(overføres)

Det vil si, elektroner

fra metall ved to katodeprosesser.

Fig. 24 viser en katodisk polarisasjonskurve for en

oksygenholdig elektrolytt.

Kap. 12

44

Vi har nå tatt for oss noen typer av polarisasjonskurver , bl.a. har vi sett på 3 typer anodiske polarisasjons­ kurver :

den aktivt korroderende metalloverflaten, den passive metalloverflaten

og

-

den aktiv/passive typen

Så har vi tatt for oss polarisasjonskurver for oksygen-

reduksjon og hydrogen-utvikling som katodeprosesser. Vi skal nå på basis av likevektspotensialer og polarisasjonskurver for gitte korrosjons-tilfeiler under punkt 12.3.5 tegne opp polarisasjonsdiagram.

Dette

vil gi oss en informasjon om korrosjonshastighet og hvilke

faktorer som påvirker den.

Men først må vi gi den ohmske

motstanden i elektrolytten en kort omtale.

12.3.4

Ohmsk motstand i elektrolytter

Motstanden i en elektrolytt av lengde l (cm) og med 2 tverrsnitt lik A (cm ) er R - SL/kA ohm der k er spesifikk ledningsevne (ohm 1 cm 1).

Spennings­

fallet som skyldes elektrolyttmotstand mellom katode- og anodeflate er AE = R-I-A

der I er strømtetthet i amp/cm

9

) : AE = l£/k

Den spesifikke ledningsevne kan måles med et instrument.

Man påtrykker et høyfrekvent vekselstrømfelt mellom 2 elektroder.

Det må være vekselstrøm for å unngå polarisa­

sjon som ellers vil gi et bidrag til motstanden.

Kap. 12 - 45

Høyfrekvent strøm brukes for å eliminere polarisasjonsfenomener helt.

Når instrumentet er kalibrert i en elektro­

lytt med kjent spesifikk ledningsevnez kan den spesifikke ledningsevnen beregnes av måleresultatet.

Elektrolyttmotstanden kan også angis som den inverse verdi av ledningsevne. 1/k kalles spesifikk motstand.

Den siste angivelsen brukes for jord.

Korrosjons-

problemer i jordsmonn er vesentlig knyttet til marin leire der den spesifikke motstanden er ett holdepunkt for vur­

dering av korrosivitet.

Jordmotstanden varierer kraftig

med graden av saltutvasking som har funnet sted.

Det an­

gis verdier mellom 50 og 50 000 ohm cm. Motstanden i vanndige løsninger er gjerne angitt som

ledningsevne. Den spesifikke ledningsevne i sjøvann er for eksempel k = 0,05 ohm cm \ dvs. svarende til en spesifikk motstand på 20 ohm cm.

Vi har tidligere sett at en strømtetthet på 1 amp/m

2

tilsvarte en korrosjonshastighet av størrelsesorden 1 mm/år. I sjøvann vil denne strømtettheten gi et ohmsk spennings­ fall mellom katode og anode i 1 cm avstand fra hverandre o pa

AE = (lx 10

-4

)/0,05 volt = 2 millivolt

Det vil si at i sjøvann kan vi se bort fra det ohmske spenningstapet.

Det vil ikke utgjøre noen bremse på

korrosjonshastighet. I et jordsmonn derimot kan det foreligge en begrensende

faktor i motstanden.

En spesifikk motstand på 10 000 ohm cm

svarer til en k-verdi på 10

ohm

cm

.

Denne k-verdien

kan man forøvrig også ha i bløte vann-typer. En strøm­ tetthet på 1 amp/m2 (= lO-4 amp/cm2) vil da ved en anode/

katode avstand på 1 cm tilsvare et spenningstap på AE = 1 x 10"4 x 10 000 = 1 volt

Kap. 12

12.3.5

Polarisasjonsdiagram

46

- en prognose av korrosjons­

hastighet Vi har foran sett på ulike typer av polarisasjons-

kurver.

En kombinasjon av de aktuelle polarisasjonskurver

i et gitt praktisk korrosjonstil felle kan gi en prognose av

korrosjonshastighet.

Vi tar som eksempel igjen stål i sjøvann som er i kon­ takt med atmosfæren.

Det vil si at det inneholder en del,

ca. 6 mg/5,, oppløst oksygen.

Vi har tidligere oppgitt følgende likevektspotensialer for 09/0H~ ved pH = 8: E_ = °2

for Fe/Fe++ ved |Fe++|

+0,76 volt

= lo"6: Epe =

- 0,62 volt

Når stål utsettes for denne pH og som før nevnt det høye saltinnholdet, får vi kvalitativt polarisasjonsdiagrammet som er vist i fig. 25.

Kap. 12

47

Korrosjonen foregår ved et bestemt potensial, korrosjonspotensialet.

Beliggenheten av korrosjonspotensialet er

bestemt av kravet Z anodestrøm = Z katodestrøm Når korrosjonspotensialet er funnet ved "trial and

error" på diagrammet, kan den korresponderende verdien for

anodisk strømtetthet avleses.

Den anodiske strømtettheten

kan en om ønskes beregne som ekvivalent mm/år el. likn,

I dette tilfelle vil den anodiske strømtett2 heten kunne være lik 1 A/m (avhengig av turbulens i vannet).

størrelser.

Dette tilsvarer en korrosjonshastighet på

1 mm/år

Om vannfasen er absolutt stillestående vil tykkelsen

av den stasjonære væskefilmen som oksygen skal diffundere gjennom øke.

Tilførselshastigheten av oksygen er lik diffusjonshastigheten.

Denne er bestemt av konsentrasjonsgradienten,

det vil si konsentrasjonsdifferansen på begge sider av væskefilmen dividert med filmens tykkelse. Når vi har kraftig turbulens i vannfasen, vil tykkelsen av den stasjonære væskefilmen bli mindre.

diffusjonshastigheten øke.

Derved vil

Forholdet er vist i fig. 26.

Kap. 12

48

Om vi lar tykkelsen av væskefilmen være konstant men øker

02-innholdet i sjøvannet, vil diffusjonshastigheten øke. (Vi øker konsentrasjonsdifferansen).

Effekten på den

katodiske polarisasjonskurven blir følgelig den samme som

ved økende turbulens. Vi har nå under antakelse av en verdi for filmtykkelse

svarende til en moderat bevegelse i vannet, kommet frem til en korrosjonsprognose på 1 mm/år.

Går vi til håndbokslitteraturen finner vi angitt en empirisk verdi på 0,1 mm/år.

Hva kommer dette av?

Forholdet kan oppklares ved å gå til de opprinnelig publiserte måleresultatene.

Her kan vi finne at hastigheten

i de 3 første måneders eksponering var målt til 1 mm/år. Senere falt hastigheten til 0,1 mm/år, som så holdt seg konstant. Korrosjonshastigheten avtok med tiden.

det vanligste tilfelle i praksis.

Dette vil være

Årsaken er utfelling

av sekundære korrosjonsprodukter på overflaten.

Dette må

ikke forveksles med en oksydfilm som gir passivitet.

Som følge av den anodiske jernoppløsningen, vil jerninnholdet i sjøvannet

-

lokalt ved stålet - øke.

Dette

kan føre til metning og dermed utfelling av ferrohydroksyd.

Dette kan videre oksyderes til det ennå mindre løselige ferrihydroksyd.

Det katodiske oksygenforbruket kan føre til

en lokal høy OH -konsentrasjon (^O2 +

+ 2e -*■ 20H )

som vil medføre en utfelling av kalsium og magnesiumsalter

på overflaten.

Når saltutfelling har skjedd, blir diffusjonen hemmet. Oksygen må nå diffundere gjennom porer i saltbelegget.

Vi skal se på noen flere eksempler på polarisasjonsdiagram.

Vi skal fortsette med sjøvann som vi kan tillegge

noen hypotetiske (ikke realiserbare) egenskaper.

Om vi

tenker oss sjøvann med økende spesifikk motstand, vil vi få et diagram som vist i fig.27.

Kap. 12 - 49

A F0

Fig. 27.

Polarisasjonsdiagram

ved

økende

elekirolyttmotstand.

Ei og E,

angir det felles korrosjonspotensialet ved ohmsk

motstand

0.

zÅ._L

jv _L

(AE1 = 0).

ER2 og Ea2 angir katodisk og

anodisk korrosjonspotensial ved en ohmsk motstand svarende til spenningsfallet AE2 mellom katode og anode.

Først når

motstanden er så stor at den tilsvarer et spenningstap AE^

vil vi få en reduserende effekt på korrosjonshastigheten. Ohmsk kontroll gjør seg gjeldende.

Så kan vi tenke oss

Kap. 12

50

Vi noterer oss her 2 mulige korrosjonspotensialer. gir passivitet og null korrosjon.

E2 gir aktiv korrosjon.

Om vi har tilstrekkelig høyt oksygeninnhold vil vi nød­ vendigvis få passivitet. Oksygen kan følgelig spille en dobbelt-rolle for korrosjon i slike tilfelle.

Korrosjonen vil øke med

oksygeninnholdet opp til en viss grense.

Overstiges denne,

vil korrosjonen stoppe opp og en får passivitet.

At det

forholder seg slik er også funnet eksperimentelt.

Vi kan gjøre ytterligere et tankeeksperiment med sjø­ vann.

Vi tenker oss sjøvann tilsatt syre slik at pH

blir redusert til henholdsvis pH = 2 og pH = 1. Likevekts­ potensialet for H+/H2 er ved pH = 2 lik -0,12 v og ved

pH 1 lik -0,06 v. 0,40 volt.

Vi antar en hydrogenoverspenning på

For å få en hydrogenutvikling av betydning må

følgelig korrosjonspotensialene ved pH 1 og pH 2 være lavere enn Ekl = -0,46 v og Ek2 = -0,52 v. Vi hadde et likevektspotensial for anodisk jernoppløsning, EFe/Fe++/ ved |Fe++| = lO-6 på -0,62 v.

Under de gitte forutsetninger vil m.a.o. jern korrodere under hydrogenutvikling både ved pH 1 og pH 2.

Kap. 12

51

Et begrep om korrosjonshastigheten får vi av dia­ grammet i fig. 29

.

POURBAIX DIAGRAMMER - likevektspotensialer som funksjon

12.4

av pH 12.4.1

Hva er et Pourbaix-diagram?

Vi har utledet en metode for å analysere et korrosjonsspørsmål.

Nå kan vi gjøre følgende for å vurdere en

korrosjonsrisiko:

a.

bruke normalpotensialet for et metall og beregne likevektspotensialet slik det vil opptre ved en

antatt metallion-konsentrasjon b.

anta forløp for anodiske og katodiske polarisasjons-

kurver og tegne polarisasjonsdiagram c.

ut fra diagrammet lage en grov prognose over korro­

sjonshastighet og finne hvilke parametre som må

forventes å være kritiske

Pourbaixdiagrammet skal nå gi oss sikrere data for pkt. a

og b i denne metoden. Normalpotensialene angir likevekt for reaksjoner av typen

Me

Me

++

+ 2e

Reaksjonsproduktet er ikke alltid det løselige metall-ionet Me++. Vi har allerede nevnt at metallet vil ha en tendens til å danne et uløselig oksyd på overflaten i et pH-område omkring det nøytrale.

Pourbaix-diagrammet forteller når vi

kan forvente at dette skal skje. I det mest alkaliske området vil noen metaller gå i

løsning i en kompleks form.

Eksempler på dette er aluminium

og sink, som danner løselig aluminat-ion og sinkat-ion.

Aluminium kan f.eks. danne 3 ulike reaksjonsprodukter

Kap. 12

52

avhengig av pH i elektrolytten: a.

surt område

: Al+++ (løselig)

b.

nøytralt område

: A^O^

c.

basisk område

: Al(OH)^

(uløselig) (løselig)

Likevekts-reaksjonene for b og c vil være pH-avhengige.

Pourbaix-diagrammet er en fremstilling av likevektspotensialer som funksjon av pH.

Vi får derved, ut fra

noe idealiserte forutsetninger, den informasjon vi trenger.

Vi skal, ved en trinnvis utledning, se hvordan diagrammet fremkommer.

Trinn 1 Vi har før beregnet likevektspotensialet for jern, Fe -> Fe++ + 2e, til -0,620 volt for | Fe++ J = 10~6. Denne likevektsreaksjonen vil foreligge opp til pH lik ca.

8,5.

Vi kan trekke denne linjen i Pourbaix-diagrammet.

E _____________________________________

( KORROSJON) (Fe++) = 10"6 -0-62 ________________________ /

( IMMUN )

0

____ 1_____ I_____ I_____ I_____ I_____ I_____ 2 46 8 10 12 14 pH

Fig.30. a.

Pourbaix - diagram

- TRINN I

Kap. 12

53

Den rette linjen som danner første trinn i vårt Pourbaixdiagram angir et likevektspotensial, dvs. et "elektron-

gasstrykk" i en stålstav som vi har like stor hastighet på oppløsningsreaksjonen

Fe -> Fe++ + 2e

og utfellingsreaksjonen

Fe++ + 2e -* Fe

Dette skrives Fe

Fe + + 2e

Øker vi nå "elektrongasstrykket" i jernet ved tilførsel

av elektroner utenfra vil hastigheten på Fe++ + 2e -> Fe

dominere.

Den økede negative ladningen i metallet vil

bety en forøket elektrostatisk tiltrekning på de positivt

ladde Fe

som er i løsningen.

Det vil med andre ord si

at korrosjon er utelukket ved lavere potensial

(=høyere

elektrongasstrykk) enn likevekts-linjen i diagrammet.

En kaller derfor dette området immunt.

I det immune

området er metallisk jern, Fe, stabil fase.

Omvendt kan

vi tenke oss at vi på en eller annen måte "trekker ut" elektroner fra en stålstav som befinner seg ved sitt

naturlige likevekts-potensial.

At vi fjerner elektroner

(reduserer elektrongasstrykket) betyr at vi hever poten­

sialet . Når vi gjør dette, vil hastigheten på Fe -> Fe++ + 2e

dominere fremfor Fe++ + 2e -> Fe.

Vi har lav elektro­

statisk tiltrekning på de oppløste positive jernionene.

54

Kap. 12

De positivt ladde metallionene i jerngitteret vil ha lett

for å gå i løsning, fordi de bare blir holdt igjen av svake tiltrekningskrefter i metallet.

Øket potensial over likevektspotensialet betyr følge­ lig en nettoreaksjon Fe -> Fe++ + 2e

Det vil si, vi får korrosjon i området. form, Fe++, er stabil fase.

Jern i oppløst

Pourbaix - trinn II Jernioner kan gå i løsning eller de kan falle ut som en

oksyd-film på ståloverflaten. 2Fe++ + 3H9O -> Fe9O

En kan f.eks.

få reaksjonen

+ 6H+ + 2e

der Fe2C>3 er en passiverende oksyd-film. Dette er en likevektsreaksjon som kan forløpe begge veger. Da H+ inngår

i reaksjonskomponentene, er likevektspotensialet en

funksjon av pH.

Hvordan denne pH 1ikevektsfunksjonen ser

ut fremgår av fig. 30 b.

Fig.30.b.

Pourbaix - diagram

TRINN

II.

Kap. 12

55

Pourbaix trinn III Ved pH over 8,5 kan jern danne en oksydfilm etter 2Fe + 3H2O -> Fe2O3 + 6H+ + 6e~

Dette er også en likevekts-reaksjon og da H+ inngår blant reaksjons-komponentene er den pH-avhengig.

I fig. 30 c har vi kommet frem til et forenklet Pourbaix-

diagram. Vi har ved opptegningen bare tatt 3 mulige reaksjonsprodukter med i betraktning: Fe, Fe++ og Fe2O3. Det kan foruten de her nevnte også dannes Fe^O^, Fe+++ og HFeO2 . Det mer fullstendige diagram blir der­

for som vist i fig. 30 d.

Kap. 12

56

HFeQ2

Pourbaix trinn IV

I Pourbaix-diagrammet er det videre inntegnet likevektspotensialene for oksygenforbruk og hydrogen-utvikling . Dette setter en istand til straks å se om O2~forbruk,

eventuelt også H2~utvikling er mulige katodeprosesser.

Vi har før sett (s.23) at de også er lineære pH-funks joner. I fig.

30 d er de som vanlig inntegnet som stiplede linjer.

Vi minner om at det måtte et ekstra potensial-bidrag utover likevektspotensialet for H+/H2 for å få hydrogenutviklingen til å forløpe.

Om vi gjør en forsiktig an­

tagelse for hydrogenoverspenning på minimum 0,2 v ser vi

med én gang at stål bare kan korrodere i det laveste pH-området (pH < 4 - 5).

Forøvrig ser vi at stål kan korrodere i hele pH-

området under oksygen-forbruk.

Om korrosjon stanser opp

p.g.a. passivering eller ikke, er avhengig av potensial og pH.

Kap. 12 - 57

Pourbaix-diagrammene, så langt vi har sett dem her,

er beregnet ved hjelp av termodynamikk og under antakelse av at det bare opptrer reaksjonskomponenter av metall eller metallets forbindelser med vann.

Andre ioneslag

som måtte foreligge i miljøet kan gi andre elektrokjemiske 1ikevektsreaksj oner.

En får en bedre approksimasjon ved

å bruke 2 Pourbaix-diagrammer for stål, henholdsvis med og uten klorider i miljøet.

Vi skal se nærmere på for­

holdet i neste avsnitt.

12.4.2

Praktisk bruk av Pourbaix-diagrammet

I fig. 31 er vist et Pourbaix-diagram for stål i

kloridfritt miljø.

Feltet mellom passivt og immunt betyr

korrosivt område.

1 fig. 31 er det også vist hvorledes de anodiske polarisa-

sjonskurvene kan trekkes på basis av diagrammet. her gjort dette for pH-verdier fra 5 til 13.

Vi har

Overgangen

fra aktivt korroderende område til passivt kan sees på

Om en betrakter den maksimale verdien for strømtetthet, så kan en si at når denne overskrides, så

2 måter.

vil passivitet

Kap. 12

inntre.

58

Dette vil f.eks. skje ved tilstrekkelig høyt

oksygeninnhold (og turbulens)

i miljøet.

Som det fremgår

av figuren vil dette lettere skje ved pH

9 og 11 enn ved

lavere verdier.

Dette stemmer med de praktiske erfaringene. ruster ikke i luftholdig alkalisk miljø.

vil være tilstrekkelig for passivering.

Stål

Oksygeninnholdet Dette gjelder

også, når en ser bort fra høye temperaturer, ved pH lik 13.

En annen måte å betrakte overgangen aktivt korroderende/passivt på er å se på den tilhørende potensialverdien.

Når denne av en eller annen grunn er overskredet

vil passivitet inntre.

Forholdet kan utnyttes som elektro­

kjemisk korrosjonsbeskyttelse - anodisk beskyttelse. Stål i kloridholdig miljø får et annet og mer kompli­

sert utseende.

Pourbaix-diagram som vist i fig. 32 .

2

Fig. 32.

4

6

8

10

12

14 PH

Eksperimentelt Pourbaix-diagram for stål i kloridholdig miljø. (300ppmCl“).

Kap. 12

59

Det skraverte feltet angir som før aktivt korroderende tilstand.

Som nevnt betyr dette en generell korrosjon av

hele overflaten.

Ved pH-verdier over 6 opptrer et felt

markert med åpne sirkler.

korrosjon.

I dette området opptrer pitting-

Passiviteten blir brutt lokalt og punktvis

korrosjon inntrer.

Feltet er begrenset av en kurve som

angir pittingpotensialet.

Når potensialet overskrider

pittingpotensialet blir passiviteten ødelagt.

Så lenge

det kritiske potensialet ikke er overskredet, vil den passive tilstanden bibeholdes. Når først den passive filmen er perforert, vil pittingkorrosjon også foregå i det punkt-markerte området.

Dette området betegnes derfor imperfekt passivitet.

Under

dette feltet har vi det normale passivitets-området . Forholdet med et område for imperfekt passivitet med­

fører at vi får 2 mulige anodiske polarisasjons-kurver. Kurvene beskriver anodisk oppløsning før og etter passivfilmen ble brutt, dvs. før og etter pittingpotensialet er

nådd.

Dette er vist i fig.

33

og

34

Kurvene er gyldige så lenge potensialet holdes

under pittingspotensialet.

Kap. 12

Fig. 34.

60

Polarisasjonskurver for stål i kloridholdige løsninger når pitting-potensialet har vært overskredet.

Til slutt har vi i fig. 35 også inntegnet katodiske polarisasjonskurver ved pH lik 5, 11 og 13.

Leseren kan

nå selv foreta en korrosjonsprognose. En vil finne følgende: pH —

5: generell korrosjon av oksygentypen

pH - 11: pittingkorrosjon pH = 13: passivitet

-1-

BILAG Etter henvendelse har A/S Norsk Jernverk velvilligst

gitt en kort orientering om utviklingen av stålkvaliteter i de senere år og hvilke produkter selskapet leverer.

Denne orienteringen har stor verdi for brukerne av stål og

stålprodukter. Orienteringen bidrar dessuten til å gjøre boken

billigere. Forfatterne vil takke for den interesse og velvillighet

A/S Norsk Jernverk har vist.

-3-

Jernverket, Mo

i

Rana

A/S NORSK JERNVERK

-4-

A/S

NORSK

JERNVERK

A/S Norsk Jernverk er et integrert jern- og stålverk,

stiftet 19. juli 1945.

A/S Norsk Jernverk er et stats­

aksjeselskap der samtlige aksjer eies av staten.

Selskapet har følgende produksjonsenheter: Gruve på Storforshei

Oppredningsverk i Gullsmedvik ved Mo i Rana Råjern-, Stål- og Valseverk i Mo i Rana Kaldvalseverk

Ståltaufabrikk

(tynnplateverk) i Bergen (A/S Norsk Staaltaugfabrik)

i

Trondheim.

Hovedadministrasjonen ligger i Mo i Rana, mens salgs-, befraktnings- og innkjøpsavdelingen har sine kontorer i Oslo.

For å styrke salgsarbeidet er datterselskaper etablert

i England (London) og Tyskland (Mulheim).

Nær 70 prosent av Jernverkets omsetning er eksport. Selskapet har ca. 4.400 ansatte, fordelt med 3.700

i Rana, 400 ved Blikkvalseverket, 200 ved Staaltaugfabriken og 70 ved Oslo-kontoret. PRODUKSJONSPROGRAM A/S Norsk Jernverks produksjon dekker i dag følgende produkter.

Råjern

for stålproduksjon og for støpegods .

Halvfabrikata

av stål for viderevalsing og for

smiing. Skipsprofiler

i valset og sveiset utførelse

for nybygging av skip og oljeboringsplattformer.

Bredflensbjeiker

for byggeindustrien.

Armeringsstål

for betongkonstruksjoner innen bygg og anlegg.

Rundtstål

til mekanisk industri.

-5-

Valsetråd

som utgangsmateriale for ståltau sveiseelektrode og kaldformede enheter som skruer, bolter m.m.

Fortinnet blikk

for emballasje.

Elektroteknisk blikk

for produksjon av elektriske motorer og små transformatorer.

Polstål

for produksjon av rotorer i

store vannkraftgeneratorer.

Skipsprofiler, armeringsstål og fortinnet blikk er hoved­ produktene. setning.

Disse dekker hver ca. 20 % av den totale om­

ARMERINGSSTÅLETS UTVIKLING Frem til århundreskiftet var det vanlig rundtjern

som ble benyttet som armering i betongen.

Først i 1920-

årene, da bygging i betong ble mer vanlig i Norge, fikk

vi en egen betegnelse for jern som var beregnet til ar­

mering .

Navn som monierjern og armeringsjern ble benyttet. Navnet armeringsstål kom først i slutten av 19 30årene. Overgangen fra jern til stål kom som en logisk

følge av den kvalitetsutvikling som hadde skjedd i 1930-

årene.

I løpet av denne periode ble kvalitetene st. 37,

st. 42/44 og st. 52 lansert.

Dette var kvaliteter som

tillot en vesentlig høyere belastning enn vanlig handelskvalitet st. 33. I begynnelsen av 1900-tallet ble det i USA markeds­ ført et rundtjern med innvalsede kammer.

Bakgrunnen for

å benytte kammer på jernet var den gang som nå å få bedre

hefteegenskaper mellom betongen og jernet.

Kamjernet kom ikke til anvendelse i Norge før krigen. Det som skulle revolusjonere armeringsstålforbruket

først i Sverige og senere i Norge, var utviklingen av proto­ typen til dagens kamstål. Stålknappheten i Sverige i begynnelsen av 2.verdens­

krig, tvang frem en forsert forskning for bl.a. å utvikle ståltyper og kvaliteter som ga mindre forbruk pr. enhet

-6-

betong, men samtidig samme styrke i konstruksjonen. Forskningen resulterte i kamstålet SAS 40, som ble

produsert fra 1941.

I første omgang av Smedjebackens

Valseverk AB. Dette var et stort steg fremover.

Ikke bare hadde

man utviklet et stål for armering som kunne motta vesentlig

høyere belastning, men man hadde også kombinert dette med

et armeringsstål med kammer (kamstål) som ga gode hefte-

egenskaper til betongen. I løpet av kort tid hadde flere produsenter i Sverige

tatt opp produksjonen, spesielt da det viste seg at kam­

stålet også i bruksøkonomi var det glatte armeringsstål overlegent.

UTVIKLINGEN I NORGE ETTER KRIGEN Selv om kamstålet på grunn av sin stålbesparelse,

større muligheter og bedre økonomi raskt øket sin andel

av armeringsstålforbruket i Sverige etter krigen, var det

fremdeles det glatte armeringsstålet som dominerte det norske marked helt frem til begynnelsen av 1950-tallet. Først da Christiania Spigerverk tok opp produksjon

av kvaliteten KS 40 i 1953, og like etter KS 50 og KS 40S, fikk kamstålet innpass innen norsk byggeindustri.

Etter oppstartingen av A/S Norsk Jernverk i 1955 ble kamstålproduksjonen tatt opp også her, og i løpet av få

år frem til 1959/1960 ble kamstålet det dominerende produkt med nær 90 % av forbruket av armeringsstål. Hele det nåværende kvalitetsområde - KS 40, KS 50 og

KS 60, samt de sveisbare varianter av disse kvaliteter

var etablert allerede i 1950-årene.

I tiden etter 1960 har det vært en viss overgang fra

bruken av kvaliteten KS 40 til KS 50 og KS 40S, men ikke i den grad man hadde forventet da disse kvaliteter ble lansert.

I dag dekker KS 40 ca.

75 % av armeringsstålforbruket,

mens de øvrige stålkvaliteter står for ca. 25 %. Glatt armeringsstål som i 1952 dekket 100 % av for­

bruket, hadde i 1973 mindre enn 5 % av forbruket.

-7-

FORBRUKSUTVIKLINGEN I NORGE Tar vi for oss den siste 20-års periode, har armerings-

stålforbruket i Norge blitt 4-dobbelt.

I 1953 lå forbruket

på ca. 55.000 tonn og i 1974 hadde dette øket til ca. 225.000 tonn.

Dette vil si at mens det i 1953 ble benyttet

ca. 17 kg armeringsstål pr. innbygger i Norge, ble forbruket i 1974 over 50 kg.

Denne økningen er meget stor, spesielt

når man vet at det i denne perioden har vært en sterk

kvalitetsutvikling og dermed bedre utnyttelse av stålet. ARMERINGSSTÅL

Armeringsstål er et av A/S Norsk Jernverks hoved­

produkter.

Årlig blir det produsert 150.000 tonn som hoved­

saklig blir levert til det norske marked. Vårt produksjonsprogram dekker foruten de norske kvaliteter KS 40, 50 og 60 og i tilsvarende sveisbare

kvaliteter, også spesialkvaliteter for eksport.

Kamstål leveres i utførelse og til de krav som er satt i Norsk Standard 481 A del 2. Standardlengde er 12 meter, men kortere lengde og lengde opp til 24 meter kan leveres.

Kamutførelsen: Vårt kamstål er forsynt med skråkammer som er jevnt fordelt over hele stangens lengde.

Kammene har en avstand

på maks. 0,7 ganger stangens nominelle diameter (d).

Forsøk har vist at brudd i kamstål oppstår oftest i overgangen til en kam (kamroten).

Ved vår kamutførelse

vil faren for bruddstart i kamroten reduseres betraktelig. Dette forklares best ved at brudd i et kamstål med

rette kammer som regel vil følge kamroten hele veien rundt,

mens dette ikke er mulig når kammene ligger på skrå.

Ved

at faren for bruddanvisning i kamroten reduseres, vil stålets bøyeegenskaper og bruddforlengelse forbedres.

vil utmatningsegenskapene bli bedre.

Dessuten

Kammene går dessuten

til null foran langsgående ribber for å unngå spennings-

topper i overgangen.

-8-

Kvalitetsmerking: Vårt varmvalsede kamstål utføres med innvalsede kvalitetsmerker i tillegg til den allerede eksisterende fargemerking.

Valsemerkene vil bli utført som "vorter" etter

et system som vist i tabellen under.

Disse merkene vil

bli gjentatt med ca. 1 m avstand.

Kvalitetsbetegnelse

Fargemerking i endene

Ks 40

Umerket

Ks 50

Grønn

Ks 60

Gul

Ks 40 S

Rød

Ks 50 S

Blå

Ks 60 S

Al.farge

Skisse av merking

\\\\\\\\\\\\\ \\\\«\\\\\\\\\ \\\\-\-\\\\\w\ \Wv\\\\\\\ wwvvvwww ww-vwwww

Bruksøkonomi: Tabellen under viser bruksøkonomien for de kvaliteter

som tilbys i dag: Ks 40

KS 50

KS 60

Flytegrense øF kp/mm2 Till. spenning øa kp/mm2 Sikkerhet øF/øa Nødvendig areal * Priser **

38 22 1.73 100 100

48 26 1.84 85 107.5

60 30 2.00 73 117.5

Pris ' areal 100

100

91.4

85.8

* For en strekkraft på 2.2 t; Ks 40 = 100. ** Ks 40 = 100. Ved bruk av f.eks. kamstål KS 60 skulle kostnadene

teoretisk kunne reduseres med nær 15 % i forhold til KS 40. Hvorvidt dette kan gjennomføres i praksis, avhenger

bl.a. av de nye forskriftene.

-9-

Sveising:

Et kamstål som skal kunne betegnes som sveisbart og ha betegnelsen S etter flytegrensetallet, skal ha en ma­ Det er i

terials ammensetning avpasset for sveising.

NS 481 pkt. 4.1 bl.a. foreskrevet at karboninnholdet ikke skal overskride 0,28 %.

KS 40S og KS 50S kan lysbue- og buttsveises. KS 60S kan stuke- og laskesveises.

Heftsveising bør

for alle sveisekvaliteter bare foretas under spesielle be­ tingelser, dvs. enten ved å forvarme kamstålet til ca. 200° C

eller utglødning av sveisepunktene ved ca. 600° C.

Utglød-

ningen av sveisepunktene bør skje i takt med sveisingen og

helst innen sveisepunktene er helt nedkjølt. Når det gjelder de normale kamstålkvalitene bør ikke KS 40 lysbuesveises, men den kan stukesveises.

Kvaliteten

KS 50 og KS 60 må ikke lysbue- eller stukesveises. BREDFLENSBJELKER

A/S Norsk Jernverk kan produsere og levere bredflens-

bjelker i utførelsene HE a, HE b og HE m.

Dimensjons-

området ligger fra 100 mm steghøyde til 260 mm steghøyde.

SVEISEDE PROFILER Ved utbyggingen av sveiseanlegget i Mo i Rana kan A/S Norsk Jernverk ogsa levere større bjelkekonstruksjoner.

H og I bjelker kan leveres i sveiset utførelse opp til

1450 mm steghøyde og opp til 900 mm flensbredde.

I tillegg

kan det også leveres moduler for større sveisede konstruk­ sjoner.

Alt konstruksjonsstål leveres etter norsk standard og i kvaliteter med strekkfasthet opp til 60 kp/mm2.

1

STIKKORDLISTE Side

A

Addisjonsblandkryptall

Adusert

støpegods

Aggregattilstand

Aldring Allotrop

Aluminium

Amorf

6.3 9.3 2.3

11.8

6.6, 2.14 11.1 2.11, 6.1

Anisotropi

2.14

Anløpning

7.19

Anodisk kontroll

12.9

Anodisk område

12.8

Arbeidsdiagram

3.3

Armeringsstål

7.33

ASTM

5.9

Atom

2.1

Atomdi f f us j on

4.6

Atomnummer

2.1

Atomvekt

2.1

Austenitt

7.15

Avspenning

6.17, 6.18, 6.23

B

Bainitt

Bauschingereffekten Bauxitt

7.20, 7.23

3.24

11.1

Belastningshastighet

5.15

Bessemermetoden

7.5

Bindingsenergi

2.7

Bindingskrefter

2.7

Blandkrystall

6.3, 6.8

Blokkseigring

6.22, 7.12

Boltzmanns superposisjonsprinsipp Brinellhardhet

Bronse

4.14

5.29, 6.12

10.1, 10.4

2

Bruddforlengelse

5.25

Bruddkontraksj on

5.26

Buesveis

7.26

Bukkeprøvning

5.28

Burgers modell

4.22

Bøyeprøvning, teknologisk

5.27

C

Cementitt

7.13,

7.15

Charpy-metoden

5.33

Curie-punkt

6 .2

D

Defomasjon

3.1

Defomasjonseldning

6.15

Defomasjonsherding

6.12, 6.15

DefomasjonsmodeIler

4.17

Delskadehypotesen

3.44

Dendritisk struktur

6 .4

Desoksydasjon

7.5,

7.10

Det norske Veritas

5.7

Dimensjonseffekten

3.12

Dipolmoment

2.6

Diskontinuerlig flytning

3.28

Dislokasjoner

Dispersjonsherding Duktile materialer

Duktil-sprø overgang

Duralumin

3.16, 6.3, 6.12 6.12, 6.15, 11.6

3.8,

3.14

3.48 11.8

Dynamiske effekter

3.45

Ekstensometer

5.17

Ekvivalentvekt

12.6

Elastisitet

3.4

Elastisk energi

3.5

Elastisk ettereffekt

4.4

3

Elektrisk ekstensometer

5.19

Elektrolytt

12.2

Elektrolyttiskkorrosjon

12.1

Elektroner

2.1

Elektronmikroskop

6.6

Elektrostål

7.11

Eloxering

11.5

Energinivå

2.2

Enhetscelle

2.12

Enthalpi

6.1

Eutektikum

6.8, 7.14

Eutektisk blanding

6.8

Eutektisk temperatur

6.8

Eutektoid

7.15

F

Faraday

12.6

Fase

6.6

Fasediagram

6.6

Fastning

3.18, 6.15

Ferrit

7.15

Ferromagnetisk

6.2

Ferskning

7.5

Filament

5.19

Finkornstål

6.13, 7.23

Finmålingsinstrument

5.17

Flerakset spenningstilstand

3.33

Flyteforsinkelse

6.14

Flytegrense

5.23, 6.12

Flyte- og bruddkriterier

3.34

Flyting

4.7

Forlengelseshastighet

5.15

Forlengelseskriterier

5.24

Forsinket elastisk deformasjon

4.4

Forsterkningsmekanismer

6.12

Følsomhet

5.5

4

G Gagefaktor Gitterstruktur Glødetid Grensestrømtetthet

5.20

2.12, 6.1 6.18

12.41

Grensetøyning

5.26

Griffith's teori

3.11

Gropkorrosjon

11.4, 12.2

Halvtettet stål

7.6

Hardhetsprøvning

5.29

Hard maskin

5.14

Heksagonal struktur

6.2, 2.13

Hematitt

7.1

Herd

7.9

Herdegrad

6.13

Herdbarhet

7.25

Heterogen

2.14

Hevarmloven

6.9, 7.16

Holdepunkt

6.1

Homogenitet

2.14

Hookes lov

3.4

Hydrogenbinding

2.7

Hydrogenoverspenning

Hysterese

12.42 3.7, 4.7, 5.20

Ikke-destruktiv prøvning

5.37

Impuls-ekkosystem

5.38

Induktivgiver

5.19

Innherding

11.6

Inntrykkshardhet

5.30

Interkrystallinsk korrosjon

8.2

Invarstål

7.43

Ion

2.3

lonebinding

2.4

5

Irr

10.2

Isoterm omdannelse

7.20

Isotop

2.1

Isotropi

2.14

I-T-diagram

7.20

J

Jern

7.1

Jern-karbon fasediagram

7.14

Jernsulfid

7.1

Kaldutherdning

11.8

Kamstål

7.24

Kantdislokasjon

3.17

Karbonekvivalenter

7.29

Karbon-manganstål

7.25

Karbonstål

7.25

Katodisk kontroll

12.9

Katodisk område

12.8

4.21

Kelvins modell Kim

6.4, 6.21, 6.19 5.2

Klassifikasjonssystem

10.1

Kobber

6.11, 7.11

Kokiller Koldbearbeiding

6.22

Kolddeformering

6.17

Koldsprekker

7.27

Konstruksjonsstål

7.31

Konvensjonell spenning

3.30

Konvensjonell tøyning

3.30

Konverter

7.5

6.4, 2.11

Korn

Korngrense

6.4

Korngrenseforskyvning

6.5

Kornvekst Korrosjon

6.17,

6.20, 6.23

8.1, 12.1

6

Korros j onsmodeller

12.1, 12.10

Kovalent binding

2.5

Kritisk avkjølingshastighet

7.24

Kromstål

8.1

Kryolitt

11.2

Kryping

4.11

Krystallinsk

2.11

Krystallitter

Krystallseigring

6.4, 2.11

6.11, 6.22

Kubisk flatesentrert

6.2, 2.13

Kubisk romsentrert

6.2, 2.12

Kulegrafittjern

9.6

L Ledeburitt

7.14, 7.16

Legering

6.3

Legerte stål

7.42

Lettmetall

11.1

Likevektspotensial

12.15

Linz - Donawitz-metoden

7.6

Liquidus

6.8

Loddetinn

6.9

LunkedanneIse

6.11

Liiderbånd

3.29

M Magnesium

11.14

Magnetitt

7.11

MagnetpulverundersøkeIse

5.38

Makroets ing

6.22

Makroseigring

6.22

Makrostruktur

6.6

Manganstål

7.42

Martensitt

7.17, 7.23

Martinmetoden

7.9

Masovn

7.3

Materialprøvning

5.1

Maxwells modell

4.18

7

Mekanisk ekstensometer

5.18

Messing

10.3

Metallbinding

2.6

Metallmikroskop

6.6

Mikrolegerte kamstål

7.37

Mikrolegerte stål

7.25, 7.42

Mikrometerskrue

5.17

Mjuk maskin

5.14

Momentan elastisk deformasjon

4.2

Mj ukgløding

7.19, 7.23

Måleinstrumenter

5.17

Måleområde

5.5

N Nedre flytegrense

Nernsts formel

3.29, 5.24 12.17, 12.20

Newtonsk materiale

4.8

Nikkelstål

7.43

Nitrerstål

7.44

Nonius-instrument

5.6

Nordtest

5.9

Norges byggforskningsinstitutt

5.8

Norges Standardiserings-Forbund

5.8

Normaliserende glødning

7.21, 7.22

Nøyaktighet

5.5, 5.10

Nøytron

2.1

Ohmsk kontroll

12.9

Oksydasjon

12.21

Oksydering

7.5

Oksydfilm

12.36

Oksygenferskning Omslagstemperatur

Oppløsningsherding

7.6 3.51,

7.27, 5.34 6.12, 6.13

Optisk ekstensometer

5.18

Overeutektoid stål

7.23

Overflateenergi

3.11

8

P

Pakningsgrad

6.2

Pendelh ammer

5.34

Perlitt

6.12, 6.15, 7.15

Plastisk deformasjon

4.3

Plastisk likevekt

3.26

Plastisk område

3.25

Platinit

7.43

Poissons tall

4.3

Polarisasjon Polarisas jonsdiagram

12.9, 12.27

12.46

Poldihammer

5.32

Polyedrisk struktur

6.4

Polykrystallinsk

6.4, 2.11

Polymorfe materialer

6.6, 2.14

Potensial

12.5, 12.12

Potensialdannende reaksjon

12.13

Pourbaix-diagram

12.46

Presisjon

5.5

Primærblanding

2.10

Primært krypområde

4.12

Proporsjonalitets grense

3.5

Proton

2.1

Prøvningsmaskin

5.10

R

Raf final

Reduksjon Registreringsområde

Reinstaluminium Rekrystallisasjon

Rekrystallisasjons grensen Relaksas jonstid

11.4 7.3, 12.21 5.5

11.4 6.17, 6.19, 6.23 6.20 4.5, 4.20

Reologi

4.1

Restspenning

3.22

Re tardasjonstid

4.5

RILEM

5.9

Rockwells hardhet

5.29

9

Romgitter

2.12

Rustbestandige stål

8.1

Rødmetaller

: 10.4

Røntgenkontroll

,

5.37

Røntgengrafisk metode

6.3

Råjern

7.1

Råj ernsprosessen

7.3

S Seigherding Seigring

1 7.44

6.11, 6.22

Sekantmodul

3.7

Sekundærbinding

2.10

Sekundært krypområde

4.12

Settherdingstid

7.44

Siemens-martin prosessen

7.9

Silumin

11.6

SINTEF

5.7

Skruedislokasjoner

3.17

Skårslagprøvning

5.33

Slagg

7.3

Slagseighet

6.13

Slig

7.1 , 7.9

Smith-diagram

3.42, 5.36

S-N-diagram

3.38, 3.41

Solidus

6.8

Spenning

3.1

Spenningskonsentrasjon

3.9

Spenningsrekker

12.17

Spenningsrelaksasjon

4.16, 4.20

Spennings - tøyningsdiagram

Spenntråd

, 3.3 j 7.33, 7.39

Sprøbrudd

3.13, 7.27

Sprø-duktil overgang

3.48

Sprø materialer

3.8

Strekkfasthet

5.24

Strekklapper

5.19

Strekkprøvning

5.23

10

Støpjern

9.1, 7.1

Støpjern, grått

9.3

Støpjern, hvitt

9.3

Størkning

6.4

Stål

7.1

Substituent

6.10

Substitusjon

6.10

Substitusjonsblandkrystall

6.3

Sveisbare kamstål

7.37

Sveisesikkerhet

7.25

Sveising

7.25

Syrefaste stål

8.2

Søyleformet struktur

6.4

T

Tambak

10.3

Tangentmodul

3.7

Teknologisk prosess

6.21

Temperkull

9.3

Termiske effekter

3.47

Termoelastisk ettereffekt

4.5

Tertiært krypområde

4.12

Tetragonal

2.14

Tettet stål

7.6, 7.12

Thomasmetoden

7.5

Titan

11.1

Tixotropi

4.23

Transkrystallisasjon Tverrkontraksjon

Tørrelement

Tøyning

6.4 3.2, 4.3

12.4 3.1

U Ultralydkontroll

5.38

Undereutektoid stål

7.22

Universalprøvemaskin

5.10

Utettet stål

Utmatning

7.6, 7.12 3.36

11

Utmatningsfasthet

7.6, 7.30

Utmatningsgrense

3.38

Utmatningsprøvning

5.36

V Vakanser

6.3

Valens

2.2

Valenselektron

2.2

van der Waals binding

2.6

Variasjonskilder

5.5

Varmbearbeiding

6.23

Varmebehandling

6.17

Varmsprekker

7.27

Vickers hardhet

5.29

Virkelig spenning

3.30

Virkelig tøyning

3.30

Viskositetskoeffisient

4.8

Viskøs deformasjon

4.7

W Weibulls teori

3.12

Wheatstones bro

5.21

Wøhler-diagram

3.38, 3.41

0

Øvre flytegrense

3.29, 5.24