J-integral in morfologija preloma mikrolegiranih drobnozrnatih jekel Nionicral 70 ter Niomol 490 J-Integra/ and Fracture Morphoiogy of Micro-Alloyed Fine-Grained Steels Nionicral 70 and Niomol 490 J. Vojvodič-Gvardjančič*, Š. Strojnik*, B. Ule**, A. Ažman*** UDK: 620.178.2:539.211:669.15 ASM/SLA: Q26r, M23p,AY Opisano je merjenje lomne žilavosti mikrolegiranih drobnozrnatih jekel z metodo J-integraia. Rezultati kažejo, da je poleg standardnih kriterijev, nanašajočih se na zahtevano velikost preizkušancev, potrebno zaradi močne strižne deformacije na bokih preizkušancev upoštevati tudi še nekatere druge empirične kriterije. Frakturne površine preizkušancev so v vseh primerih jamičaste, duktiine, velikost jamic pa je i/ dobri soodvisnosti z izmerjenimi J/c vrednostmi. 1. UVOD Dolga leta so bila edina variva konstrukcijska jekla le normalizirana C-Mn jekla s feritno-perlitno mikrostruktu-ro. Zaradi zahtev po izboljšanju meje plastičnosti, varivosti ter žilavosti so bila pred desetletji razvita prva mikrolegirana drobnozrnata jekla. Tovrstna jekla so legirana s Ti, Nb, V, Zr oz. Mo, bodisi posamič bodisi v kombinacijah, pri čemer je povečanje meje plastičnosti doseženo deloma z izločevalnim utrjevanjem ferita, predvsem pa — in to velja še posebej za termomehansko predelana jekla — z zmanjšanjem velikosti feritnih zrn. Slednje vpliva ugodno tudi na žilavost, ker pomakne temperaturo prehoda v krhko stanje k nižjim vrednostim. Danes od mikrolegiranih drobnozrnatih jekel zahtevamo mejo plastičnosti vsaj 500 MPa, ob tem pa mora biti Charpy-V žilavost visoka še tudi pri temperaturi -60° C. Vsebnost ogljika v novih vrstah mikrolegiranih jekel je zato nekoliko nižja, običajno med 0,03 in 0,12 %, pri čemer veljajo nižje vrednosti za termomehansko predelana jekla. Lom konstrukcijskih jekel s povišano mejo plastičnosti je praviloma žilav in le redko polkrhek. Ker pa se takšna jekla uporabljajo za varjene konstrukcije, moramo upoštevati tudi možnost pojavljanja mikrorazpok v toplotno vplivanih conah varov, zato postane še kako pomembna izbira primernega porušitvenega kriterija. Pri kvazistatično obremenjenih konstrukcijah s planarnimi inštitut za metalne konstrukcije v Ljubljani '' Metalurški inštitut Ljubljana ' * * SŽ-Žetezarna Jesenice " Originalno publicirano ZZB'22 (1988) 4 ■"■ Rokopis prejet avgust 1988 Measuring of fracture toughness by J-integral method is described for micro alloyed fine-grained. steels. The results show that it is not enough to consider only some standard criteria related to the demanded speci-men size but that some other empirical criteria must be taken into account because of a severe shear strain on the sides of the specimen. The fracture surfaces on the specimens are in ali cases of ductile type vvith dimpies and the size of dim-pies are in a good correlation vvith the measured J,c va-lues. 1. INTRODUCTION For many years the only vveldable structure steels have been the normalized C-Mn steels vvith a ferritic-peariitic microstructure. Some ten years ago the first micro-alloyed fine-grained steels vvere deveioped because of demands for better yield point, weldability and toughness. These steels are alloyed, separately or in combinations, vvith Ti, Nb, V, Zr and Mo. The better yieid strength is partly obtained by precipitation hardening of ferrite but primarily by the reduction of ferrite grain size vvhat is specially true for thermomechanically treated steels. Smaller grain size shovvs a favourable influence on toughness too, shifting the transition temperature tovvards iovver values. Nowadays it is reguired that the yield strength of micro-alloyed fine-grained steels should be at least 500 MPa and the V-notch Charpy toughness high even at the temperature of - 60°C. The carbon content in these new micro-alloyed steels is therefore somevvhat Iovver, commoniy betvveen 0.03 and 0.12 %, the iovver values are valid for ther-momechanically treated steels. The fracture of structural steels vvith the increased yield strength is nearly always tough and very se/dom semi-brittie. Since such steels are used for vvelded structures, the possibility of microcracks in the heat-af-fected vveid zones must be considered, too. Therefore the seiection of an appropriate fracture criterion appears even more important. In quasi-statically loaded structures vvith planer dis-continuities, i. e. vvith cracks in the bearing cross-sec- diskontinuitetami, t. j. razpokami v nosilnem preseku, lahko načeloma izbiramo med dvema skupinama poru-šitvenih kriterijev1. Prva skupina teh kriterijev (koncepti K, COD, J-integral, Tearing Modulus) temelji na elasto-oziroma elasto-plastomehaniki loma ter predpostavlja napredovanje nestabilne razpoke vse do loma konstrukcije. Druga skupina pa vključuje le kriterij plastičnega ko-lapsa2, ki privzema, da do porušitve pride po plastični deformaciji neto preseka kot celote še pred napredovanjem razpoke. Za naše raziskave smo tokrat izbrali dve različni mi-krolegirani drobnozrnati jekli, namreč jeklo Nionicral 70 ter jeklo Niomol 490. Obe jekli sta proizvod železarne Jesenice, v pogojih eksploatacije pa se, vse do nizkih temperatur, obnašata izrazito elasto-plastično. Za študij njunih lastnosti smo zato izbrali metodo J-integrala, ki je na Inštitutu za metalne konstrukcije v Ljubljani osvojena do praktične rabe. tions, it is principally possibte to choose between two groups of fracture criteria'. The first group (concepts K, COD, J-integrai, Tearing Modulus) is based on elasto- or elasto-plastomechanics of the fracture and presumes an unstable crack propagation to the final fracture of a structure. The second group includes merely the criteri-on of p/astic collapse2, supposing that fracture occurs after the netto cross-section has been plastical/y de-formed as a whoie immediateiy before the crack propagation commenced. Two different micro ailoyed fine-grained steeis, i. e. Nionicral 70 and Niomol 490 were chosen for our investi-gation. Both are manufactured by Jesenice lronworks and they both exhibit pronounced elasto-plastic behav-iour down to low temperatures during expioitation. To study their properties we therefore decided for the J-in-tegral method vvhich is practically applied in the institute of metallic structures in Ljubljana. 2. TEORETIČNI DEL Pri nizkih temperaturah, velikih hitrostih deformacije ter v pogojih ravninskega deformacijskega stanja, t. j. pri zadostni debelini preizkušanca, je lom jekla praviloma krhek. V takšnih primerih je velikost plastične cone ob korenu planarne diskontinuitete, namreč inicialne mikro-razpoke na preizkušancu, zanemarljivo majhna, napredovanje razpoke do loma pa lahko popišemo z linearno elastomehaniko. Pri polkrhkem ali pa pri žilavem lomu pa je velikost plastične cone znatna ter je nikakor ne smemo zanemariti. Lom moramo v takšnem primeru obravnavati z nelinearno, takoimenovano elastoplasto-mehaniko. Merilo za žilavost, in s tem tudi merilo za porušitev materiala s planarnimi diskontinuitetami v nosilnem preseku je v primeru, ko pri lomu ni potrebno upoštevati vpliva velikosti plastične cone, kar kritični faktor intenzitete napetosti ali loma žilavost materiala K,c, kot se tudi imenuje. Merjenje lomne žilavosti K,c je že dlje časa standardizirano3 4. Pri elastoplastičnem obnašanju materiala ob planarni diskontinuiteti pa zaradi učinkovanja znatne plastične cone koren diskontinuitete najprej nekoliko otopi ob sočasnem odpiranju ustja diskontinuitete. Kritična velikost odpiranja ustja neposredno pred lomom je — ob znani geometriji problema — izključno lastnost samega materiala. Na merjenju kritičnega razmika površin razpoke je zato osnovana metoda merjenja žilavosti materiala (metoda COD). Gliha5 v svojem preglednem članku navaja, da je kritična velikost odpiranja ustja razpoke parameter, ki se nanaša samo na plastično cono ob korenu le-te. Lastnosti znotraj plastične cone pa se spreminjajo, zato pri merjenju kritične velikosti razmika površin razpoke prihaja do znatnega razsipanja rezultatov. Parameter, ki ne zajema le vpliva plastične cone, je kritična vrednost krivuljnega integrala J vzdolž poljubne poti, ki objame konico razpoke. Za ravninski primer, ko ima preizkušanec edinično debelino, velja: J= — W dy —t T — ds, (1) da f r 8x pri čemer smo z dllp/da označili spremembo potencialne energije na enoto podaljšanja razpoke, W je deforma-cijska energija na enoto volumna, u je vektor pomika v smeri delovanja zunanje sile T na konturo T. Člen T(<9u/ 8x) ds daje torej delež vloženega dela iz napetostnega 2. THEORY At lovv temperatures, at high deformation rates, and in plane-strain conditions, i. e. vvith sufficientiy thick specimens, the fracture of steel is regularly brittle. In such cases the size of plastic zone at the root of piane discontinuity, i. e. at the initial microcrack on the speci-men, is negligibiy smali and the crack propagation to the fracture can be described by linear elastomechanics. With semi-brittle or even tough fracture the size of plastic zone is considerably greater and therefore it should not be neglected by any means. In such cases the fracture must be anaiyzed by the non-iinear, so-called elasto-plastomechanics. When the influence of the plastic zone size needs not be considered, the toughness criterion and thus the criterion for fracture of material containning piane dis-continuities in the bearing cross-section is represented by the critical stress intensity factor, also called the material fracture toughness K,c. The method of K,c mea-surement has been standardized3 4 for quite a iong tirne. When material vvith piane discontinuities behaves elasto-plastically, the root of the discontinuity is initiaily biunted due to the influence of a considerable plastic zone and the crack starts simultaneously to open. The critical size of the crack opening displacement immedi-ateiy before fracture occurs /s — at the knovvn geometry of problem — exclusively a material property. Material toughness measurement (COD method) is therefore based on the method of measuring the critical displacement of the crack surface. Gliha5 quotes in his revievv paper that the critical size of a crack opening displacement is a parameter related only to the plastic zone at its root. The properties vvithin the plastic zone are changing and thus we ha ve to do vvith a considerable scatter of results vvhen the critical size of the crack surface displacement is measured. The parameter vvhich does not inciude only the influence of plastic zone is the ciriticai value of the curved J-integral along any arbitrary path, enclosing the crack tip. For the čase that the specimen has unit thickness, it can be vvriten as: J=-^=\ Wdy—\ T— ds, (1) da r r dUp/da stands for the change of potential energy per unit crack propagation, W is deformation energy per unit voiume, u is the displacement vector in the direction of external force action T on the contour T. The term T(8u/ 8x) ds represents the rate of vvork input form the stress 1 / \ Slika 1 Integracijska pot krivuljnega integrala J je kontura r, ki objema plastično cono ob korenu razpoke Fig. 1 Integrating path of the curve J-integral is the contour sur-rounding the plastic zone at the crack root. polja v področje, obdano s konturo T. Več o J-integralu najde bralec v zelo razširjeni tozadevni literaturi6 7, pomen simbolov v enačbi (1) pa je sicer razviden tudi s slike 1. Metoda J-integrala je torej zasnovana na energijskem modelu loma, pri čemer je kritična vrednost Jc definirana kot vrednost J integrala tik pred lomom. Rice8 je dokazal, da je J-integral od poti neodvisen, zato lahko za njegovo izračunavanje, t. j. za vrednotenje elastoplastič-nega sproščanja energije namenoma izberemo takšno konturo, ki vključuje le bremena s pripadajočimi elastičnimi pomiki. Običajno je takšna kontura kar obris preizkušanca, za katerega so bremena in pomiki poznani, namreč izmerjeni. Kako pa eksperimentalno določimo kritično vrednost J-integrala? V ta namen izdelamo večje število takoime-novanih CT preizkušancev, kakršen je prikazan na sliki 2. Ti preizkušanci imajo to posebnost — za razliko od podobnih CT preizkušancev za določevanje K,c vrednosti — da lahko merilec hoda tzv. clip-gauge pozicioniramo natančno v linijo delovanja obremenitve. Zato, da dobimo dovolj oster koren razpoke, preizkušance predhodno pulzirajoče obremenjujemo z določeno, ne preveliko obremenitvijo. Določevanje Jc vrednosti nato izpeljemo v pogojih kontroliranega pomika, t. j. pogojih kontroliranega odpiranja ustja razpoke, kar daje stabilno napredovanje razpoke. S sočasnim beleženjem obremenitve P ter odpiranja ustja razpoke 5 dobimo opravljeno delo U enostavno s planimetriranjem zapisa P-5. Ob tem merimo še dolžino razpoke a, kot tudi njeno napredovanje Aa, kar predstavlja določen eksperimentalni problem. Vsakokratnemu napredovanju razpoke Aa ustreza odgovarjajoče opravljeno delo oz. energija U, s pomočjo katere izračunamo pripadajočo J vrednost v skladu z enačbo: J= 2U f(a/w), (2) B (w —a) pri čemer je funkcija t (a/w) odvisna od neto preseka preizkušanca. Najdemo jo v ustreznem standardu9. w •—■—1 il. — -0 « BrO,5W H= 0,6 W W'=1,25W F = 2E = 0,55W D z 0,25 W a= 0,45 ^0,55 W Slika 2 Compact Tension (CT) preiskušanec za določevanje J integrala Fig. 2 A compact tension (CT) specimen for determination of J-inte-gral. field into the area enclosed by the contour r. Detai/ed in-formation about J-integral can be found in references6 7 and vvhile the meaning of symbols used in equation (1) evident from Fig. 1. This J-integral method is based on the fracture-ener-gy model, the critical value Jc being defined as the value of J-integral immediately before the fracture sets in. Rice8 proved that J-integral is independent of the path. For its calculation, i. e. for the evaluation of elasto-plas-tic release of energy it is therefore possible to choose intentionally a contour induding on/y loads vvith corre-sponding elastic displacements. Such a contour is usually represented by the very outline of the specimen for vvhich loads and displacements are knovvn, that is measured. How can the critical J-integral value experimentally be defined? In order to define it experimentally a great number of the so-called CT specimens (Fig. 2) vvas prepared. The peculiarity of these specimens is that the clip gauge can be positioned exactly in the line of load action in vvhich they differ from the CT specimens used to determine KiC values. In order to get a sufficiently sharp crack root the specimens are cycie loaded vvith a certain but not too heavy load. The Jc values are then determined under conditions of controlled displacement, i. e. under the conditions of controlled crack opening displacement, providing a stabie crack propagation. By recording in the load P and the crack opening displacement 8, the work done U is obtained by planimetric treatment of the record P-8 plot. Simultaneously the crack length a and its propagation A a are measured, vvhich represents some experimental problem. Each crack propagation step A a corresponds to an adequate work done or energy U. With the help of U it is possible to calculate the corresponding J-value according to equation: J=d2U : f (a/w), (2) B (vv- a) The function f (a/vv) depends on the netto cross-section of a specimen and can be found in an adequate standard9. The first measured J value is applied to determine the conditional JQ value vvhich must meet the follovving conditions: t B and also (w-a)>~, Oo (3) Napredovanje razpoke, Crack extension Aa(mm) Slika 3 Odvisnost J integrala od napredovanja razpoke pri določevanju Jic vrednosti Fig. 3 Relationship betvveen the J-integral and the crack extension in determining the JIC values. Prva izmerjena vrednost J služi za določevanje pogojne JQ vrednosti, ki mora zadostiti zahtevam: i B, kot tudi (w-a)> —, (3) pri čemer smo s ctg označili napetost tečenja, ki je tu določena kot srednja vrednost med mejo plastičnosti ays ter natezno trdnostjo oUTS. S tako definirano napetostjo tečenja zajamemo namreč tudi deformacijsko utrjevanje materiala. Minimalna debelina CT preizkušanca B>25J/ct0 zagotavlja, da bo daljšanje razpoke Aa opravljeno pod pogoji ravninskega deformacijskega stanja, minimalna dolžina ligamenta b = (w — a) > 25 J/o0 pa preprečuje »teče-nje« neto preseka preizkušanca. Postopek določevanja veljavne Jic vrednosti je prikazan na sliki 3. Postopek vključuje takoimenovano »blun-ting line procedure«, ki je uvedena za oceno navideznega napredovanja razpoke zaradi otopitve njenega korena. To navidezno napredovanje razpoke, merjeno z odpiranjem njenega ustja 8, bo manjše ali kvečjemu enako otopitvenemu radiusu korena, ki pa je enak polovici odpiranja, torej: Aa<0,5 8. Upoštevaje odvisnost 5 = J/a0, dobimo končno za enačbo linije otopitve naslednji izraz: J = 2a0Aa=(ays + aUTS) Aa (4) Omenimo naj še pomen obeh mejnih linij na sliki 3. Linija, označena kot 0,15 mm — mejna linija, zagotavlja, da bo napredovanje razpoke Aa vsaj 0,15 mm, da ga lahko dovolj natančno izmerimo. Linija, označena kot 1,5 mm — mejna linija, pa zagotavlja, da bo Aa v splošnem manjši od 6 % preostale dolžine ligamenta (w —a), saj do te vrednosti ostane v veljavi enačba (2). Veljavne vrednosti med obema linijama povežemo z regresijsko premico, katere presečišče z linijo otopitve daje JQvrednost. Tako določena pogojna JQ vrednost je, ako sta izpolnjena pogoja (3), že tudi Jic integral. 3. EKSPERIMENTALNI DEL Z REZULTATI 3.1 Določevanje J,c-integrala Za preiskave smo izbrali dva kosa jeklene pločevine, in sicer pločevino, debeline 40 mm, izdelano iz jekla Nio-nicral 70, ter pločevino, debeline 25 mm, izdelano iz jekla Niomol 490. o0 indicates the yieid stress. defined as the mean vaiue of the yieid point ays and the ultimate stress ctUtS■ Yieid stress defined in this way includes the strain hardening of the material, too. The minimal thickness of a CT specimen B> 25 J/o0 guarantees that the crack propagation Aa vvill proceed under plane strain conditions and the minimal length of ligament b= (w- a)> 25J/o0 prevents the yieiding of the netto cross-section of the specimen. The method to determine the vaiid J,c vaiue is shovvn in Fig. 3. It includes the so-ca/led »biunting line procedure« vvhich has been introduced in order to estimate the apparent crack propagation due biunting of its root. This apparent crack propagation measured by the crack opening displacement 8 will be smaller or at least equal to the blunted root radius vvhich itself is equal to one half of the opening: Aa< 0.5 8. Considering that 8= J/o0, the follovving expression is obtained for the biunting line equation: J= 20oAa =(INSTRON 1343« testing machine. the ultimate tensile strength of 823 MPa vvere measured. The corresponding values for Niomol 490 vvere 533 MPa and 618 MPa respectively. J-integral vvas determined vvith the help of the static/ dynamic testing machine INSTRON 1343 vvith the capac-ity of 500/250 kN, controlled by a H P 9000/310 Computer. The testing machine shovvn in Fig. 6 is used at Inštitut za metalne konstrukcije in Ljubljana and is of a hy-draulic type vvith a ciosed control system. For specific testing requirements a series of clip gauges vvas made to measure the crack opening dis-placements. In Fig. 7 a 15 mm clip gauge is shovvn. Its accuracy is 0.5 %. It is mounted on a CT specimen in the line of load action. The fatigue crack vvas initiated in ali specimens by a dynamic load of a sine shape in the range of stress in-tensity factor AK= 1000 Nmm~3/2 by 850 cycles per mm of crack propagation increment. AH measurements vvere made at 20°C. J-integral vvas determined in tvvo ways, either vvith severa/ specimens or vvith a single one. In the čase of several-specimens method the crack extension ivas marked by thermal etching. in the čase of a single specimen, hovvever, the crack length vvas determined from the deflection of the specimen at partiai unloading. The deflection of the specimen determined from the unloading line stope is directly reiated to the length of the crack. Not fulfilling the size criterion (3) CT specimens vvith characteristic dimension w= 36 mm vvere found unsuit-able. Results obtained on specimens vvith w=50mm vvere much better. Specimens vvith w= 100 mm are test-ed now. Plot in Fig. 8 shovvs the results for Nionicral 70 measured by the method of unloading of a single specimen in transversai direction. After a series of repeated measurements the follovving values vvere obtained: J,C (kJ/rrf) Nionicral 70 in longitudinal direction 810- 1020 in transversai direction 290- 460 Niomol 490 in longitudinal direction 1570- 1680 in transversai direction 700- 990 Nionicral 70 Niomol 490 vzdolžno prečno vzdolžno prečno 810-1020 290- 460 1570-1680 700- 990 J 1 C Single Spec i men Test NI ON ICRAL70 Specimen - 10 Botch - 1 Dote - 6. i v diagramih na slikah 4 in 5. Pri jeklu Nionicral 70 smo namerili mejo plastičnosti 784 MPa ter trdnost 823 MPa, pri jeklu Niomal 490 pa mejo plastičnosti 533 MPa ter trdnost 618 MPa. Za določevanje J-integrala smo uporabili statični/dinamični preizkuševalni stroj INSTRON 1343, zmogljivosti 500/250 kN, upravljan preko računalnika HP 9000/310. Preizkuševalni stroj, prikazan na sliki 6, je montiran na Inštitutu za metalne konstrukcije v Ljubljani in je hidravličnega tipa z zaprtim kontrolnim sistemom. Za specifične potrebe preizkušanja smo izdelali serijo merilcev hoda (clip gauge) za merjenje odpiranja ustja razpoke. Na sliki 7 je prikazan merilec hoda 15 mm točnosti 0,5 %, montiran na CT preizkušancu v liniji delovanja obremenitve. Vnašanje utrujenostne razpoke je pri vseh preizku-šancih potekalo z dinamično obremenitvijo sinusne oblike v območju faktorja intenzitete napetosti AK= 1000 Nmm-3'2 z 850 cikli na mm prirastka razpoke. Vsa merjenja so bila opravljena pri temperaturi 20°C. J-integral smo določali na dva načina, bodisi z več preizkušanci, pri katerih smo nato napredovanje razpoke markirali s toplotnim jedkanjem, bodisi z enim samim preizkušancem, kjer smo dolžino razpoke določili iz podajanja preizkušanca pri delnem razbremenjevanju. Iz naklona razbremenilne linije določena podajanost preizkušanca je namreč v neposredni zvezi z dolžino razpoke. CT preizkušanci karakteristične dimenzije w = 36 mm so se že po prvih testih izkazali za neuporabne, ker ne zadovoljujejo velikostnega kriterija (3). Boljši so bili rezultati, dobljeni na preizkušancih s karakteristično dimenzijo w = 50mm, v teku pa so preizkusi na preizkušancih s karakteristično dimenzijo w=100 mm. V diagramu na sliki 8 so zbrani rezultati merjenja z metodo enega preizkušanca z razbremenjevanjem, veljajo pa za jeklo Nionicral 70 v prečni smeri. Po velikem številu ponovljenih merjenj imamo končno: Jlc (kJ/m2) Na sliki 9 je prikazana serija uporabljenih CT preizkušancev različnih debelin. Za polkrožno utrujenostno razpoko je možno na vsakem preizkušancu opaziti s toplotnim jedkanjem obarvano temnejšo frakturno površino, ki označuje med preizkušanjem napredovalo razpoko. Preseneča pa močna lateralna kontrakcija bokov preizkušancev ter s tem povezana strižna ustnica na fraktur-nih površinah celo največjega od uporabljenih preizkušancev, kar govori v prid domnevi, da je velikost plastične cone znatna v primerjavi z dimenzijami preizkušancev. Literatura10 " navaja, da pri merjenju odvisnosti lomne žilavosti (določene preko J-integrala) od temperature preizkušanja dosežemo določeno žilavost, ki jo pri višjih temperaturah preizkušanja nič več ne presežemo, pač pa žilavost le še pada. Govorimo o takoimenovanem platoju žilavosti, ki pa je odvisen od debeline CT preizkušanca. Plato se pojavi, ko postane velikost plastične cone ravninskega napetostnega stanja rp primerljiva z debelino preizkušanca B. V teh pogojih pride do močne plastične deformacije pred korenom razpoke in merjenje žilavosti ni več veljavno. Slika 7 Obremenjen CT preiskušanec z montiranim merilcem hoda v liniji delovanja obremenitve Fig. 7 Loaded CT specimen vvith a clip gauge mounted in the line of load action. Napredovanje razpoke, Crack extension (mm) Slika 8 Diagramski prikaz določevanja J,c vrednosti za jeklo Nionicral 70 v prečni smeri Fig. 8 Diagramatical presentation of determining J/c values in transver-sal direction for Nionicral 70 Slika 9 Serija uporabljenih CT preiskušancev različnih debelin. Na sliki je za primerjavo še škatlica vžigalic. Fig. 9 A series of used CT specimens of various thicknesses. For comparison's sake there is a box of matches. nje Velikost plastične cone za ravninsko napetostno določimo z enačbo: sta- (5) =J_ /K,ci 2n \CTys/ Ker je med faktorjem intenzitete napetosti ter J-integra- lom naslednja zveza: E' (6) B>0,35 M2 (7) predpisuje še dosti večje debeline preizkušancev, kot pa je to določeno s standardnim kriterijem (3). Na osnovi povedanega lahko zaključimo, da so bile v okviru opravljenega eksperimentalnega dela izmerjene le okvirne vrednosti J i0 in da je pri korektnem merjenju J-in-tegrala potrebno upoštevati poleg s standardom predpisanih kriterijev (3), nanašajočih se na debelino preizku-šanca ter dolžino ligamenta, še tudi nekatere druge bolj ali manj empirične kriterije11 14. 3.2 Mikrofraktografske preiskave Mikrofraktografske preiskave prelomnih površin CT preizkušancev so bile opravljene s scanning elektronskim mikroskopom na Metalurškem inštitutu v Ljubljani. Fig. 9 shovvs several CT specimens of various thicknesses. For a semicircuiar fatigue crack it is possible to note a darker fracture surfase coloured by thermai etch-ing vvhich denotes crack extension. Surprising is a severe lateral contraction of the sides and the shear lip on fracture surfaces even on the greatest specimens. it speaks in the favour of the hypothesis that the size of plastic zone is considerabiy great in comparison to the dimensions of specimens. /Is cited in references10 11, a certain toughness is obtained vvhen measuring the fracture toughness in rela-tion (determined over a J-integral) to the testing temperature. At higher temperatures this toughness is not ex-ceeded, it even tends to be reduced. We have to do vvith the so-called toughness piateau, depending on the thickness of the CT specimen. This piateau occurs vvhen the size of plastic zone in the plane stress rp becomes comparable to the thickness of the specimen B. Under these conditions a severe plastic deformation takes plače in front of the crack root, making aH subsequent toughness measurements non-valid. The plane-strain piastic-zone-size-factor can be determined by the eguation: 1 /K, 271 \ 0.35 | \