TEST VLASTNOSTI A TECHNOLOGIE MATERIALU
---------------------------------------

100 Zpevnění vodiče tvářením za studena se projeví:
- zvýšením tažnosti A materiálu vodiče
* zvýšením meze pevnosti R(m) materiálu vodiče
- snížením meze kluzu R(e) materiálu vodiče
- snížením hustoty dislokací ve vzorku

101 Jaké je prodloužení tyče počáteční délky l[0]=100 mm,jestliže je axiálně zatěžována napětím 420 MPa. Modul pružnosti materiálu tyče je E=2,1.E5 MPa.
- 2.E-3 m
* 2.E-4 m
- 2.E-5 m
- 2.E-6 m

102 Pevnost v tahu R[m] je definována jako:
- Max.zatížení F[m] vztažené na průřez vzorku po přetržení S[u]
* Max.zatížení F[m] vztažené na počáteční průřez S[0]
- Zatížení při přetržení vzorku vztažené na počáteční průřez S[0]
- Zatížení při přetržení vzorku vztažené na průřez po přetržení S[u]

103 Výrazná mez kluzu R[e] je definována jako:
- Zatížení na mezi kluzu F[e] vztažené na průřez vzorku po přetržení S[u]
* Zatížení na mezi kluzu F[e] vztažené na počáteční průřez S[0]
- Zatížení na mezi kluzu F[e] vztažené na úbytek průřezu  S[u]-S[0]
- Zatížení na mezi kluzu F[e] vztažené na počáteční průměr D[0]

104 Tažnost A se určí ze vztahu:
- A =(L - L[0])/L[0]
- A =(L - L[0])/L
* A ={(L - L[0]).100]}/L[0]
- A ={(L - L[0]).100]}/D[0]

105 Při statické zkoušce tahem byla zjištěna zatížení F[e]=22765 N, F[m]=32185N. Počáteční průměr tyče d[0]=10mm. Mez pevnosti je:
* 410 MPa
- 410 N/m2
- 290 MPa
- 580 MPa

106 Plastická deformace vzorku vodiče způsobí jeho kontrakci S při prodloužení vzorku dL při počátečních parametrech L[0],S[0] následovně :
- S = L[0].S[0]/(L[0]-dL)
- S = L[0]/(L[0]+dL)
- S = L[0]/(L[0]-dL)
* S = L[0].S[0]/(L[0]+dL)

107 Plastická deformace vzorku působí změnu jeho tažnosti následovně (dL je aktuální prodloužení,L[0) je původní délka,dL[0] je původní prodloužení (při deformaci):
- A = (dL+dL[0])/(L[0]-dL[0]).100
* A = (dL-dL[0])/(L[0]+dL[0]).100
- A = (dL-dL[0])/(L[0]-dL[0]).100
- A = (dL+dL[0])/(L[0]+dL[0]).100

108 Smluvní mez kluzu Rp[0,2] je definována jako:
- napětí, které způsobí prodloužení0,2 L[0]
- napětí, které způsobí kontrakci  0,2% S[0]
- napětí, které způsobí kontrakci  0,2 S[0]
* napětí, které způsobí prodloužení0,2% L[0]

109 Deformační zpevnění je zapříčiněno:
- pohybem dislokací v kluzových  rovinách
* zabrzděním pohybu dislokací v  kluzových rovinách
- tepelnou anihilací dislokací
- žíháním materiálů

110 Deformační zpevnění lze odstranit:
- mechanickým zpracováním
- kováním za studena
* žíháním nad rekrystalizační teplotu
- kalením

111 Poměrné (relativní) prodloužení vzorku je definováno jako:
- A = dL/L[0].100
* A = (dL/L[0])
- A = (dL/L[0]).100
- A = (dL - L[0])/(L[0]

200 Zvýšení rychlosti chlazení při krystalizaci polymeru způsobí:
* Zmenšení střední velikosti sféro-litu
- Zvětšení střední velikosti sféro-litu
- Zmenšení výsledného objemu poly- meru
- Snížení počtu sférolitů

201 Sférolit je:
- Kulovitá částice nečistoty v polymeru
* Svazek paralelně uspořádaných makromolekul
- Svazek neuspořádaných makromolekul
- Kulovitý útvar neuspořádaných makromolekul

202 Polymery jsou z hlediska dokonalosti uspořádání :
- čistě amorfní látky
-  makromolekulární monokrystaly
*  makromolekulární řetězce, částeč-ně krystalické i amorf. struktury
-  amorfní makromolekulární řetězce

203 Počet sférolitů v krystalizujícím polymeru je dán:
*  rychlostí chlazení taveniny a počtem heterogenních zárodků v tavenině
-  rychlostí chlazení taveniny
-  počtem heterogenních zárodků v tavenině
-  velikostí podchlazení podložky krystalizátoru

204 Použitý experimentální materiál je:
-  polyvinylchlorid
-  polymetylmetakrylát
-  polystyren
*  polypropylen

205 Homogenní nukleace předpokládá:
*  tvorbu nukleí v objemu vlastní taveniny
-  tvorbu nukleí na stěnách krysta- lizátoru
- tvorbu nukleí na příměsích v ta- venině
-  tvorbu nukleí na nečistotách

206 Nižší stavební jednotkou sférolitu jsou:
*  fibrily
-  atomy
-  zrna
-  monomolekulární jednotky

207 V závislosti na typu polymeru a solidifikačního pro- cesu mohou dosahovat nejvyššího stupně krystalinity:
*  80%
-  60%
-  40%
-  20%

300 V oblasti nízkých kmitočtů (50 Hz) se téměř nepouží- vají ferimagnetické materiály, protože ve srovnání s materiály feromagnetickými mají:
-  vysokou resistivitu
-  nízkou resistivitu
*  nízkou hodnotu nasycené indukce
-  nízké ztráty vířivými proudy

301 Počáteční permeabilita feritu je určena jako:
*  Směrnice  tečny  ke  křivce  pr- votní  magnetizace  v bodě H=0,  B=0
-  permeabilita  měřená  ihned  po  provedení stabilizačního žíhání
-  permeabilita meřená v okamžiku vzniku  spontánní, magnetizace,  tj. těsně pod Curieovou teplotou
-  permeabilita měřená těsně nad Cu-rieovou teplotou

302 Ferity mají obecný chemický vzorec:
-  MeO.FeO  (Me je dvojmocný kov)
-  MeO.6Fe2O3 (Me je dvojmocný kov)
*  MeO.Fe2O3 (Me je dvojmocný kov)
-  Fe2O3

303 U směsných feritů se ve srovnání s původním ferimag- netickým materiálem Curieova teplota s přídavkem příměsí:
-  nemění
-  zvyšuje
*  snižuje
-  prudce stoupá

304 Curieova teplota charakterizuje:
-  teplotu přechodu materiálu z feromagnetického do paramagnetického stavu
-  teplotu přechodu materiálu z feromagnetického do diamagnetického stavu
*  teplotu přechodu materiálu z ferimagnetického do paramagnetického stavu
-  teplotu přechodu materiálu z ferimagnetického do diamagnetickéhostavu

305 Pracovní teplota feritů je definována:
-  teplotou počátku poklesu permea bility feritu
-  teplotou při které permeabilita dosáhne dvojnásobku hodnoty při  20°C
-  teplotou uvedenou v katalogovém listu
*  teplotou při které permeabilita dosáhne poloviny hodnoty při 20°C

306 Počáteční permeabilitu feritu spočteme podle následujícího vztahu (L(H) je indukčnost, l[s](m)je střední délka závitu, S(m^2) je průřez jádra a N je počet závitů cívky:
*  Šr[poč] = L*l[s]/Š[0]*S*N^2
-  Šr[poč] = L*l[s]/Š[0]*S^2*N
-  Šr[poč] = L*l[s]/Š[0]*S*N
-  Šr[poč] = L*l[s]^2/S*N^2

307 Feritové materiály typu MeO.Fe2O3 mají strukturu:
-  diamantu
-  wurtzitu
*  spinelu
-  sfaleritu

308 Hexaferity se v aplikacích používají převážně jako:
-  magneticky měkké materiály pro točivé stroje
-  magneticky měkké materiály pro transformátory
*  magneticky tvrdé materiály pro trvalé magnety
-  magneticky tvrdé materiály pro záznam informací

309 Feritové materiály dosahují v oblasti středních a  vysokých frekvencí (do 1GHz) velmi nízkých ztrát z důvodů  jejich resistivity, která dosahuje hodnot v rozmezí:
-  1.E-5 až 1.E-7 ŕm.
-  1.E-3 až 1.E-4 ŕm.
*  1 až 1.E+5 ŕm.
-  1.E-1 až 1.E-2 ŕm.

310 Podmínkou existence vysoké permeability magnetických materiálů je zejména:
-  vysoká resistivita materiálu
*  malá napětová a krystalová anizotropie
-  vysoká hodnota součinitele magnetostrikce a konstanty magnetické krystalové anizotropie
-  nízká resistivita materiálu

400 Ztrátový činitel dielektrika tgŰ lze pomocí složek komplexní permitivity a při uvážení jeho konduktivity ň  (ý je úhlový kmitočet) vyjádřit  vztahem:
-  tgŰ=(_'/_'')+(ň/_[0]*ý)
-  tgŰ=(_'/_'')+(ň*ý/_[0])*2
-  tgŰ=(_''/_')+(ň*ý/_[0])
*  tgŰ=(_''/_')+(ň/_[0]*ý)

401 Kondenzátorová keramika I.typu je charakteristická:
*  nízkým tgŰ a _(r)(max.470), nezávislou na napětí,má def. teplotní koef. kapacity
-  vysokým tgŰ (5E-3 až 75E-3) a vysokou _(r) (až 50000), _(r)=f(E),nelin. teplot. char. el. parametrů
-  nízkým tgŰ,vysokou _(r)(až 5.E4),nezávislou na napětí, má defino vaný teplotní koef. kapacity
-  vysokým tgŰ(5E-3 až 75E-3) a _(r)(až 50000),_(r)=f(E),nelin.tepl. char.el. parametrů,vys.C/m^3

402 Kondenzátorová keramika II.typu je charakteristická:
-  nízkým tgŰ a _(r)(max.470), stab.el. parametrů nezáv.na napětí,má def. teplotní koef. kapacity
-  nízkým tgŰ,vysok. _(r)(až 50000),stabilitou el. parametrů nezáv.  na napětí, má def. teplot. koef.C
*  vysokým tgŰ (5E-3 až 75E-3),_(r) (až 50000),_(r)=f(E), nelin. te- plotní char. el. parametrů
-  nízkým tgŰ,vysokou _(r)(až50000),stab. el. param. nezáv.na napětí,má def. tepl. koef. kapacity

403 Kondenzátorová keramika III.typu je charakteristická:
-  nízkým tgŰ a _(r)(max.470), stab.el. param. nezáv. na napětí, má  def. teplotní koef. kapacity
-  nízkým tgŰ,vysokou _(r)(až50000),stab. el. param. nez.na napětí,  má def.teplot. koef. kapacity
*  vysokým tgŰ (5E-3 až 75E-3), _(r)(až 50000),_(r)=f(E), nelin. tep. char. el. param.,vysokou  C/m^3
-  nízkým tgŰ,vysokou _(r)(až50000),stab. el. param. nezávislou na napětí, má def. teplot. koef. C

404 Výchozí surovinou pro přípravu kondenzátorové    keramiky I. typu je:
-  Al2O3 (korund)
-  tuhý roztok BaTiO3 a jiných oxidů(Ca,Sr,.)
*  TiO2 (rutil)
-  sloučenina BaTiO3

405 Výchozí surovinou pro přípravu kondenzátorové kerami-ky II. typu je:
-  Al2O3 (korund)
*  tuhý roztok BaTiO3 a jiných oxidů
-  TiO2 (rutil)
-  sloučenina BaTiO3

406 Kondenzátorová keramika I.typu vykazuje:     (P je vektor dielektrické polarizace, E je vektor intenzityel. pole, T je termodynamická teplota, Ó[C] je teplot. souč.  kapacity )
-  nelineární závislost P = f(E),
*  lineární závislost P = f(E),
-  nelineární závislost Ó[C] = f(T),
-  nelineární závislost P = f(E), a vysokou objemovou kapacitu

407 Kondenzátorová keramika II.typu vykazuje:    (P je vektor dielektrické polarizace, E je vektor intenzity el. pole, T je termodynamická teplota, Ó[C] je tepl. souč. kapacity )
-  nelineární závislost P = f(E) a vysokou objemovou kapacitu
-  lineární závislost P = f(E)
-  lineární závislost Ó[C] = f(T)
*  nelineární závislost P = f(E]

408 Kondenzátorová keramika III. typu má tyto vlastnosti:(P je vektor dielektrické polarizace, E je vektor intenzity el. pole, T je termodynamická teplota, Ó[C] je tepl. souč. kapacity )
-  nelineární závislost P = f(E),
*  nelineární závislost P = f(E), a vysokou objemovou kapacitu
-  lineární závislost Ó[C] = f(T),
-  lineární závislost P = f(E),

409 Teplotni koecifient kapacity Ó[C] je definován:  (d[C] je diferenciál kapacity, d[T] je diferenciál teploty C je kapacita):
-  Ó[C]=C*d[C]/d[T]
*  Ó[C]=1/C*(d[C]/d[T])
-  Ó[C]=1/C*(d[T]/d[C])
-  Ó[C]=1/C*(d[T]^2/d[C])

410 Normou stanovený teplotní interval pro stanovení teplotního součinitele kapacity kond. keramiky I.typu je:
-  -5(˝10)°C až +85(˝10)°C
*  +25(˝10)°C až +85(˝3)°C
-  -5(˝10)°C až +100(˝10)°C
-  -5(˝10)°C až +85(˝3)°C

411 Mezi feroelektrické materiály zahrnujeme kondenzátorovou keramiku:
-  pouze I. typu
-  pouze II. typu
-  pouze III. typu
*  II. a III. typu

500 Elektronová struktura polymeru s příměsemi se vyznačuje:
-  silnou delokalizací elektronů  v konjugovaných systémech
*  pásovým diagramem obdobného charakteru jako u polovodičů
-  diskrétními hladinami energie
-  pásovým diagramem obdobného charakteru jako u kovů

501 Konduktivita polymeru s vlastní vodivostí jako např. polytiofen, polyacetylen a pod., dosahuje hodnot ležících  v mezích:
-  1E-3 až 1E+3  S/m
*  1E-6 až 1E-10 S/m
-  1E-1 až 1E+5  S/m
-  1E-1 až 1E-3  S/m

502 Resistivita polymerního kompozitu polyetylensaze s rostoucím podílem sazí:
-  klesá exponenciálně s danou akti-vační energií
*  strmě klesá po překročení tzv. perkolačního prahu
-  lineárně klesá v závislosti na rostoucím obsahu sazí
-  lineárně roste v závislosti na klesajícím obsahu sazí

503 Perkolační práh polymerního kompozitu definuje:
-  teplotní mez do níž lze kompozit technicky používat
*  procentuální objem sazí při jehožpřekročení dojde k strmému nárus-tu vnitřní konduktivity kompozitu
-  procentuální objem sazí při jehožpřekročení dojde k strmému nárus-tu vnitřní resistivity kompozitu
-  teplotní mez při jejímž překročení dojde k narušení vodivé grafi- tické sítě kompozitu

504 Teplotní závislost resistivity polymerního kompozitu polyetylen - saze:
-  vykazuje negativní teplotní  koeficient
-  vykazuje při překročení perkolač-ního prahu lokální extrém
*  je monotonní závislostí  s klad- nou derivací
-  je konstantní

505 Pozitivní teplotní koeficient polymerního kompozitu je zapříčiněn zejména:
*  destrukcí grafitické sítě v poly-merní matrici
-  elektron-fononovou interakcí
-  generací vodivostních elektronů
-  vzrůstem pohyblivosti vodivostních elektronů

506 Teplotní koeficient odporu polymerního kompozitu sta-novíme ze vztahu:
-  Ó = dR/dT
*  Ó = (1/R[0])*(dR/dT)
-  Ó = (1/T[0])*(dR/dT)
-  Ó = (1/T[0])*(dT/dR)

507 Polymerní kompozit polyetylen-saze dosahuje ve srov- nání s kovovými materiály hodnoty koeficientu Ó[R]:
-  nejméně o dva řády nižší
*  nejméně o dva řády vyšší
-  stejný
-  nejméně o tři řády nižší

508 Regresní přímka změřené teplotní závislosti odporu polymerního kompozitu polyetylen-saze je dána      R[T]= 18,545.T + 1261,7. Stanovte hodnotu Ó[R] pro T= 20°C.
-  0,0014
-  0,0001469
*  0,01469
-  0,0005

509 Stanovte teplotní koeficient odporu polymerního kom- pozitu z následujících bodů, R[23,8°C]=1647 ŕ a R[42,4°C]=2074 ŕ  pro 23,8°C.
-  0,058
-  0,96
*  0,0139
-  0,00139

510 Polymerní matrice měřeného kompozitu obsahuje:
*  grafit ve formě sazí
-  kovové částice
-  uhlíková vlákna
-  fulereny

600 Difuzní tok ve smyslu definice 1.Fickova zákona  má rozměr:
-  m/s
*  1/(m^2*s)
-  m^2/s
-  m^3/s

601 1.Fickův zákon popisující difuzní tok částic pri zanedbání vnějších sil lze popsat vztahem (N je koncentrace  difundujících částic,D je difuzní koeficient):
-  J=D*grad N
*  J=-D*grad N
-  J=D*div N
-  J=-div N

602 2.Fickův zákon lze (při zanedbání vnějších sil) popsat následujícím vztahem (N je koncentrace difundujících  částic, D je difuzní koeficient, t je čas, x je vzdálenost):
-  dN/dt = rot*(D grad N)
*  dN/dt = div*(D grad N)
-  dN/dt =-div*(D grad N)
-  dN/dt =-rot*(D grad N)

603 Teplotní závislost difuzního koeficientu D lze vyjádřit vztahem (W(J) resp Q(J/mol) je aktivační energie difu-ze, D(0) frekvenční faktor (m2/s), k je Boltzmannova konstanta a T je termodynamická teplota (K) :
- D = D(0)*exp (W/(k*T))
-  D = D(0)*exp (Q/(R*T))
*  D = D(0)*exp (-W/(k*T))
-  D = D(0)*exp (-Q/(k*T))

604 Distribuci koncentrace difundujících částic v polonekonečném prostoru v závislosti na době t difuze (za podmínky, že difuzní zdroj ma konstantní, časově nezávislou hodnotu koncentrace N(0) a počáteční koncentrace difuzantu v prostředí N(x,0) je nulová) lze vyjářit následovně:
*  N(x,t) = N(0) erfc(x/2ű(Dt)), kdeerfc je komplementární chybová funkce
-  N(x,t) = N(0) exp(x/2ű(Dt)), kde exp je exponenciální funkce
-  N(x,t) = N(0) exp(-x/2ű(Dt)), kdeexp je exponenciální funkce
-  N(x,t) = N(0) erf(x/2ű(Dt)),kde  erf je chybová funkce

605 Difuzní koeficient má rozměr:
-  1/m^2s
-  1/m^2s^2
-  m^2s
*  m^2/s

606 V oblasti přechodu PN se resistivita polovodičového materiálu prudce zvyšuje v důsledku:
-  nízké pohyblivosti nosičů v obla-sti přechodu
*  kompenzace donorů a akceptorů
-  vysoké pohyblivosti nosičů v   oblasti přechodu
-  vysoké koncentraci nosičů v  oblasti přechodu

607 Stanovte hloubku přechodu PN, jestliže byl identifikován na šikmém výbrusu (úhel zbroušení Ó = 5°) přechodu ve vzdálenosti 740Šm od hrany výbrusu.
-  0,06 m
*  0,000064 m
-  8458 Šm
-  6Šm

608  Stanovte hodnotu difuzního koeficientu pro teplotu  1200 K, je-li aktivační energie difuze 137kJ/mol a frek- venční faktor D[0]= 0,12 cm^2/s.
-  3,5 E-16 m^2/s
-  1,3 E-16 m^2/s
*  1,3 E-11 m^2/s
-  3,5 E-11 m^2/s

609 Při sycení Fe uhlíkem z plynné atmosféry o ef. koncentraci (konst.) 1% se ve vzdálenosti 0,1 mm pod povrchem vzorku vytvořila koncentrace uhlíku 0,8%. Počáteční koncentrace C v Fe je 0,1%. Stanovte dobu difuze pro dané okrajové podmínky, Q=137  kJ/mol, T= 1200 K, D[0]=0,12 m^2/s.
*  4790 s
-  147 hod
-  378 s
-  56 hod

701 Konduktivitu intrinzického (s vlastní vodivostí) polovodiče ň[i] lze (pomocí intrinzické konc. nosičů N[i], elementárního náboje q a pohyblivosti nosičů b[n] a b[p])  vyjádřit vztahem:
*  ň[i]=N[i].q.(b[n]+b[p])
-  ň[i]=1/N[i].q.(b[n] + b[p])
-  ň[i]=N[i]/q.(b[n]+b[p])
-  ň[i]=1/N[i]2.q.(b[n]+b[p])

702 Pro teplotní závislost konduktivity intrinzického polovodiče lze použít aproximační vztah: (E[g] je šířka zakázaného pásu, k je Boltzmannova konstanta a T je termodynamická teplota] :
-  ň[T]=ň[o].exp(E[g]/(2kT))
-  ň[T]=ň[o].exp(-E[g]/(kT))
*  ň[T]=ň[o].exp(-E[g]/(2kT))
-  ň[T]=ň[o].exp(-E[g]2/(2kT))

703 Axiální distribuce příměsí v monokrystalech polovodičů je hlavní měrou determinována
-  průměrem monokrystalu
*  použitou metodou tažení mono-  krystalu
-  tvarem krystalizačního rozhraní
-  použitým typem ohřevu krystali-  začního rozhraní

704 Stanovte pohyblivost elektronů v Si n-typu vodivosti s konduktivitou ň=20 S/m. Koncentrace donorových příměsí N[D]=1.E+21 1/m3.Předpokládáme, že všechny příměsi jsou přiteplotě měření konduktivity (300K) plně ionizovány.
*  0,125 m2/(Vs)
-  0,0125 m2/(Vs)
-  0,125 m/V/s
-  125 m/V/s

705 Rozměr pohyblivosti nosičů je:
-  m/(Vs2)3
*  m2/(Vs)
-  m2/(Vs2)
-  m2/(2Vs)

706 Statický rozdělovací koeficient přímesi je definován jako k[0]=C[s]/C[l], kde C[s] je koncentrace příměsi v pevné fázi, C[l] je koncentrace příměsi v kapalné fázi. V případě, že k[0] < 1 se budou příměsi po  průchodu letmé zony :
*  hromadit na konci krystalu
-  hromadit na začátku krystalu
-  jejich distribuce se nezmění
-  celková koncentrace v objemu krystalu se sníží

707 Rezistivita intrinzického Ge při teplotě 300 K je ro=0,46 ŕm. Pohyblivost elektronĎ při této teplotě je  b[e]=0,38 m2/V.s a pohyblivost děr b[p]=0,18 m2/V.s.  Stanovte intrinzickou koncentraci nosičů v Ge.
-  8,5 E +28 1/m3
*  2,42 E +19 1/m3
-  2,42 E +18 1/m3
-  2,42 E +22 1/m3

708 Za předpokladu,že ke stanovení resistivity (1/ň) monokrystalu použijeme čtyřbodovou metodu a je splněna pod-mínka, že rozteč hrotů s vyhovuje podmínce h>3s, kde h je  tloušťka monokrystalu,pak z proudu vzorkem I a napětí na vnitřních hrotech U vypočteme resistiviru takto:
-  1/ň = (I/U)/2s
-  1/ň = (I/U)/2Ńs
-  1/ň = (U/I)/2s
*  1/ň = (U/I)*2Ńs

709 Jednoduchý výraz pro stanovení resistivity vzorku  1/ň = (U/I)/2Ńs (s je vzdálenost hrotĎ)lze v použít v pří- padě že:
-  vzorek je homogenní
-  viz ad.a kontakt kov polovodič jeohmický
*  viz ad b a tlouštka h>3s, přičemž měřené místo je vzdáleno více než4s od kraje vzorku
-  vzorek má konst. tlouštku a libovolný tvar

710 Teplotní závislost pohyblivosti volných nosičů v oblasti jejich rozptylu na tepelných kmitech mřížky lze vyjádřit jako:
-  b[T] = b[300].(T/300)^r  (r je konst. pro příslušný mate- riál)
-  b[T] = b[300].(T/300)^-1
-  b[T] = b[300].(T/300)
*  b[T] = b[300].(T/300)^-r (r je konst. pro příslušný mate- riál)

801 Ve vzorku materiálu byla při intenzitě pole H=1,5.E+3A/m změřena mag.indukce B=1,25 T. Stanovte magnetickou susceptibilitu daného prostředí.:
-  663,14
-  666,14
*  662,14
-  661,14

802 Měrná hysterezní ztrátová energie vzrůstá s:
-  a.kmitočtem magnetujícího pole
*  b.plochou statické hysterezní  smyčky
-  c.kvadrátem kmitočtu magnetující-ho pole
-  d.dalším růstem intenzity magne- tujícího pole nad stav nasycení

803 Křivku prvotní magnetizace lze popsat v oblasti vratného pohybu stěn popsat výrazem B=2.17.E-3*H^2+4,714E-4*H. Stanovte počáteční relativní permeabilitu vzorku.
-  29940
-  37512
*  375.12
-  3751.12

804 Vypočítejte měrné hysterezní ztráty materiálu s pravoúhlou hysterezní křivkou. B[r]=0.8T,H[c]=120A/m, f=50Hz, s=7680kg/m3.
-  0.55 W/kg
*  2.5 W/kg
-  6.7 W/kg
-  3,5 W/kg

805 Vzorek materiálu vykazuje ve vnějším mag. poli   H=1.E+6 A/m hodnotu magnetické polarizace J[m]=-6.28E-6 T. Stanovte typ magnetika a velikost mag. susceptibility.
*  diamagnetický, kapa=-5E-6
-  paramagnetický, kapa=5E-6
-  diamagnetický, kapa=5E-6
-  feromagnetický, kapa=5E+4

806 Z měření na kvazistatické hysterezní smyčce byla stanovena ztrátová hysterezní energi 1430 J/m^3. Vypočtěte měrné hysterezní ztráty vzorku při f=50Hz a s=7680 kg/m^3.
*  9,31 W/kg
-  0,93 W/kg
-  9,31 W
-  0,68 W

807 Měrné ztráty vířivými proudy při 50Hz činí 0.33 W/kg.Stanovte měrné ztráty víř. proudy pro frekvenci f=100 Hz u téhož vzorku.
-  0.66 W/kg
-  0.46 W/kg
*  1.32 W/kg
-  0,92 W/kg

808 Stanovte  velikost počáteční relativní permeability vzorku, jestliže tečna vedená z počátku souřadnic ke křivceprvotní magnetizace prochází bodem 0,1 T a 150 A/m
-  5300
-  9,25
-  54000 H/m
*  530,5

Q901 PbSn slitina je systém:
-  s neomezenou rozpustností v kapalné i tuhé fázi
*  eutektický s omezenou rozpustností v tuhé fázi
-  eutektický systém s neomezenou rozpustností v tuhé fázi
-  peritektický systém

902 Křivka chladnutí vyjadřuje:
-  teplotu likvidu
*  teplotu taveniny při tuhnutí
-  počátek a konec tuhnutí taveniny
-  teplotu solidu

903 PbSn slitina má eutektickou teplotu:
-  327,5 °C
*  183 °C
-  232 °C
-  138 °C

904 Eutektická slitina PbSn obsahuje:
-  19%Pb a 81%Sn
-  19%Sn a 81%Pb
*  62%Sn a 38%Pb
-  62%Pb a 38%Sn

905 Diferenciální skenovací kalorimetr umožnuje stanovit:
*  teploty fázové transformace
-  přímo složení studovaného systému
-  tlak ve studovaném systému
-  počet stupnů volnosti studovanéhosystému

906 Slitina PbSn obsahující 2,6 hm.% Pb vykazuje následu-jící hodnoty teplot fázové transformace :
-  232°C
-  193°C
*  230°C
-  327°C

907 Teplota fázové transformace slitiny PbSn obsahující  38,1 hm.% Pb je:
-  232°C
-  327°C
*  183°C
-  197°C

908 U slitiny PbSn obsahující 81 hm.% Pb, dochází k fázové transformaci při teplotě:
-  330°C
-  232°C
*  275°C
-  327°C

909 Eutektická slitina PbSn má (přibližnou) hodnotu teploty fázové transformace :
-  198°C
-  232°C
*  183°C
-  327°C

910 Mezní rozpustnost Pb v Sn je při teplotě 183°C:
-  19%
*  2,5%
-  31,8%
-  62%

911 Plocha obsažená pod píkem křivky získané měřením na DSC (dif. sken. kalorimetru) je úměrná :
-  přehřátí testovaného vzorku
-  separaci křivek solidu a likvidu testovaného vzorku
-  teplotě vzorku
*  entalpii fázové transformace ve  vzorku

950 Tečení kovů (vysokoteplotní creep)je definováno jako:T(M) je teplota tání a R[e] je mez kluzu daného vzorku
-  časový rozvoj plastické deformace při konst. zatížení nad R[e]   a T= (0,3-0,5)*T(M)
*  časový rozvoj plastické deformace při konst. zatížení pod R[e]   a T> (0,3-0,5)*T(M)
-  časový rozvoj plastické deformace při konst. zatížení nad R[e]   a T< (0,3-0,5)*T(M)
-  časový rozvoj plastické deformace při konst. zatížení pod R[e]   a T< (0,3-0,5)*T(M)

951 Casový rozvoj plastické deformace v primární a sekundární fázi lze aproximovat výrazem ( (0) je plast.deformace v čase t=0, A,n jsou konst. charakterizující creep):
-   (t) =  (0)*A*t^n
*   (t) = _(0)+A*t^n
-  _(t) = _(0)*A*t*n
-  _(t) = _(0)+A*n*t

952 Primární fáze procesu tečení je charakteristická:
-  růstem rychlosti plastické deformace
*  poklesem rychlosti plastické deformace v důsledku působení def. zpevnění
-  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
-  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku

953 Sekundární fáze procesu tečení je charakteristická:
-  růstem rychlosti plastické deformace
*  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
-  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku
-  poklesem rychlosti plastické deformace v důsledku působení deformačního zpevnění

954 Terciální fáze procesu tečení je charakteristická:
-  poklesem rychlosti plastické deformace
-  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
*  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku
-  poklesem  rychlosti plastické deformace v důsledku působení deformačního zpevnění

950 Tečení kovů (vysokoteplotní creep)je definováno jako:T(M) je teplota tání a R[e] je mez kluzu daného vzorku
-  časový rozvoj plastické deformacepři konst. zatížení nad R[e]   a T= (0,3-0,5)*T(M)
*  časový rozvoj plastické deformacepři konst. zatížení pod R[e]   a T> (0,3-0,5)*T(M)
-  časový rozvoj plastické deformacepři konst. zatížení nad R[e]   a T< (0,3-0,5)*T(M)
-  časový rozvoj plastické deformacepři konst. zatížení pod R[e]   a T< (0,3-0,5)*T(M)

951 Casový rozvoj plastické deformace v primární a sekun-dární fázi lze aproximovat výrazem (_(0) je plast.deformacev čase t=0, A,n jsou konst. charakterizující creep):
-  _(t) = _(0)*A*t^n
*  _(t) = _(0)+A*t^n
-  _(t) = _(0)*A*t*n
-  _(t) = _(0)+A*n*t

952 Primární fáze procesu tečení je charakteristická:
-  růstem rychlosti plastické deformace
*  poklesem rychlosti plastické deformace v důsledku působení def. zpevnění
-  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
-  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku

953 Sekundární fáze procesu tečení je charakteristická:
-  růstem rychlosti plastické deformace
*  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
-  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku
-  poklesem rychlosti plastické deformace v důsledku působení deformačního zpevnění

954 Terciální fáze procesu tečení je charakteristická:
-  poklesem rychlosti plastické deformace
-  konst. rychl. plastické deformace(důsledek dyn. rovnováhy procesu zpevnění a procesu odpevnění)
*  růstem rychlosti plastické deformace v důsledku kontrakce průřezua zvýšení napětí ve vzorku
-  lesem  rychlosti plastické deformace v důsledku působení de-  formačního zpevnění


