Prelomi kovin % Aleksander Kveder Pregled stanja na področju raziskovanja prelomov kovinskih materialov. Teoretične osnove o trdnosti kovin, krhkem in žilavem prelomu in mehaniki prelomov. Opis preizkušanja lomnih značilnosti kovin z načini določanja lomne žila-vosti (K,J, COD, J-integrala in z istrumentiranim Charpyjevim kladivom. A. UVOD S prelomom označujemo razdelitev ali zdrob-ljenje trdnega materiala na dva ali več delov zaradi vpliva napetosti. Prelom se začne z nastankom razpoke in nadaljuje z njenim širjenjem. Izvor razpoke je lahko v submikroskopskih spremembah v kovinskih strukturah ali pa v mikro in makro nehomogenostih, kot so vključki in druge notranje in površinske napake. Prelom je lahko krhek ali žilav. Značilnost krhkega preloma je hitro širjenje razpoke brez večje deformacije. Znani so primeri iz druge svetovne vojne, ko so se lomile ali prelomile transportne ladje Li-berty in tankerji T-2. Največ teh lomov je nastajalo v zimskem času, toda neodvisno od tega, ali so bile ladje na odprtem morju ali zasidrane v pristanišču. Znane so tudi druge nezgode in porušitve na kotlih, cevovodih in mostovih. Posebno hude poškodbe so nastajale na varjenih konstrukcijah. Nastajalo je vprašanje, kje so vzroki teh nenadnih in krhkih prelomov, čeprav so bile konstrukcije iz mehkih jekel, ki so po tradicionalnih načinih preizkušanja kazala zadovoljivo trdnost in žilavost. Vse to je izredno povečalo raziskovalni interes za probleme občutljivosti materialov in mehanizma krhkih prelomov, čeprav tudi do takrat znanje o tem ni bilo ravno majhno. Prve teoretične poglede o prelomih materialov sta dala C. Inglis in A. Griffith že v letih 1912, oziroma 1920, in te njune osnove linearno elastične in elastično plastične lomne mehanike so veljavne še danes. Iz teh osnov se je razvijala vsa nadaljnja veda o prelomih, katere zadnji dosežek so sodobni načini preizkušanja in ugotavljanja prelomnih značilnosti materialov, kot so na primer lomna žilavost (Klc) za linearno elastične razmere in COD ter J-integral za materiale, ki se lomijo v elastično plastičnih razmerah. Ta dejavnost pri nas še ni dosegla nivoja, ki ga zahteva današnje stanje v proizvodnji materialov, konstrukcij in spajanju kovinskih delov. Naj- dr. Aleksander Kveder, dipl. ing. — samostojni raziskovalec na Metalurškem inštitutu v Ljubljani dlje je v tem pogledu RO železarne Ravne, kjer so nedavno uspešno uvedli metodo instrumenti-ranega Charpyjevega preizkusa in metodo določanja lomne žilavosti Klc (M. Pikalo, V. Stra-hovnik). Pregled stanja o mehaniki lomov in načinih preizkušanja, ki sledi, je sorazmerno kratek izvleček informativnega pomena, ki naj prispeva k večjemu zanimanju za to področje fizikalne metalurgije. B. PORUŠITVE KOVIN 1. Teoretična in realna trdnost kovin Teoretično trdnost kovin si predstavljamo kot trdnost kovin z idealno kristalno mrežo brez notranjih napak in jo zato izračunamo iz velikosti medatomske vezi. Drsenje v taki popolni mreži je prikazano na sliki 1. V simetričnih položajih a) b) -O O O O oooo •o o o o ©o o o Slika 1 Drsenje v popolni mreži Fig. 1 Slipping in ideal lattice je strižna napetost nič (a, b), med temi položaji pa na vsak atom deluje privlačna sila najbližjega atoma v sosednjem redu. Strižna napetost je torej periodična (približno sinusna) funkcija premika: 2 -k x t = Tm sin /1/ Tm je amplituda, b pa perioda. Pri majhnih vrednostih x/b lahko pišemo: 2 -n: x /2/ Pri malih premikih lahko uporabimo Hookov zakon: T = GY = ^ /3/ G je strižni modul. Kombinacija enačb /2/ in /3/ da maksimalno strižno napetost, pri kateri prične drsenje: /4/ -1 2 it a Za kubične kristale je b = a in G t - m - T 2 it oziroma za natezno napetost E - 2 it /5/ /6/ Strižna napetost za začetek drsenja je za železo med 14.000 in 20.000 N/mm2 v odvisnosti od ploskve drsenja. To pa je okoli stokrat več, kot je realna trdnost železa. Za drsenje je torej odgovoren drugačen mehanizem. Teoretično trdnost imajo le whiskerji (kovinska vlakna). Prav zaradi te razlike med teoretično in stvarno trdnostjo kovin je bil uveden koncept dislo-kacij in premika dislokacij, ki vodi do drsenja. Slika 2 prikazuje robno dislokacijo, vključeno v mrežo. Atomi, ki so oddaljeni od dislokacije, so blizu energijskega minimuma. Atomi 2, 3, 4 in 5, ki so bliže dislokaciji, pa so blizu energijskega maksimuma in rezultirajoča napetost za premik takega atoma bo zelo majhna. V splošnem je pri kovinah potrebna zelo majhna, t. i. Peierls-Nabarrova sila za premik dislokacije skozi mrežo. Napetost, ki je posledica obremenjevanja, povzroči drsenje dislokacij in s tem vse mikro in makroskopske oblike deformacije kovine. ooooooo O O OO o o Slika 2 Dislokacija v mreži Fig. 2 Dislocation in the lattice Slika 3 Nastanek mikrorazpok z nizanjem dislokacij na kristalni meji (a) in s stekanjem dislokacij iz dveh drsnih trakov v cepilni ploskvi (b) (Cottrell) Fig. 3 Formation of microcracks by piling of dislocations against a grain boundary (a), and through the coalescence of dislocations on intersecting slip planeš (b) (Cottrell) y o \ffy Slika 4 Napetosti okoli eliptične razpoke (1) Fig. 4 Stresses around an elliptic crack (1) Mikro razpoke lahko nastanejo v kovini z nizanjem dislokacij proti kristalni meji (slika 3 a) ali s stekanjem dislokacij po dveh ploskvah ali drsnih pasovih v cepilni ploskvi (slika 3 b) (Cottrell). 2. Krhki in žilavi prelom Krhki prelom je nenadna porušitev napetega materiala brez večje predhodne plastične deformacije. Inicialna razpoka kritične dolžine se hitro daljša vzdolž kristalografskih ravnin z majhno površinsko energijo. Žilavi prelom pa spremlja znatna plastična deformacija. Daljšanje razpoke je odvisno od hitrosti naraščanja napetosti in je pogosto posledica zlivanja drobnih razpok in praznin (1) (2). a) Krhki prelom: Prve teoretične predstave o prelomih kovin so dali C. Inglis, A. Griffith in E. Orowan. Že leta 1912 je Inglis prikazal, da v ustju razpoke eliptične oblike nastaja koncentracija napetosti in da pri zunanji napetosti a nastane naslednja maksimalna lokalna natezna napetost ffy (slika 4): /7/ c je večja polos elipse, r pa polmer ustja razpoke. A. Griffith je 1. 1920 obravnaval termodinamiko krhkega preloma kovin. Predpostavil je, da za napetost krhkega preloma, ki naj bi bila enaka teoretični trdnosti, ni potrebno, da ta nastopa po celem preseku materiala. Dovolj je, če je ta napetost dosežena v ustju ozke in ostre razpoke. Pogoj krhkega preloma je enakost nakopičene elastične energije U v področju razpoke in energije nastajanja novih površin Q: (U + Q) = O /8/ Energija elastične deformacije na enoto debeline plasti z eliptično razpoko dolžine 2 c je po Griffithu: r2 rr2 u = Tt C- G- /9/ energija nastajanja dveh novih površin pa: Q = 4 c y /10/ Y je površinska energija na enoto površine razpoke. Rešitev enačbe /8/ s pomočjo enačb /9/ in /10/ je d d c ^ Tt i + 4 c r = 2 TI C (T2 4y = O /H/ (energija U je negativna, ker se izgublja, Q pa pozitivna, ker se ohranja). Iz tega dobimo kritično velikost razpoke: 2 y E ckr = -- /12/ in napetost, ki povzroči rast razpoke kritične velikosti: -t. rE Ckr /13/ Razpoka se torej daljša, če je povečanje površinske energije manjše kot zmanjšanje energije deformacije. Račun kritičnih velikosti razpok po enačbi /11/ in po popravljeni enačbi A. P. Guljaeva (3) pokaže, da je kritična velikost razpok v mejah 0,01 do 0,1 mm. To pove, da so kovine v mnogih primerih v takem termodinamičnem stanju, ki lahko povzroči krhki prelom. Vprašanje je še, kako se spreminja elastična energija pri rasti razpoke. V člena v oklepaju v enačbi /11/ vstavimo vrednost za ckr iz enačbe /12/ in dobimo: A U — 4 y2 E Tt (T2 + 8 y2 E it cr2 4 y2 E Tt 0* /14/ To pomeni, da je pri razpoki kritične velikosti poraba energije za nastanek površin razpoke dvakrat večja kot poraba elastične energije za nastanek same razpoke. Sprememba elastične energije pri rasti razpoke pa je prikazana na sliki 5. Do kritične velikosti razpoke se elastična energija povečuje, nato pa močno zmanjšuje; proces rasti razpoke, oziroma loma se pospešuje. Povečanje razpoke do kritične velikosti je energijsko sicer neugodno, vendar razpoka lahko doseže to velikost pri večjih napetostih, zaradi vibracij, difuzije vrzeli ali zaradi vpliva dislokacij. b) Žilavi prelom: E. Orowan (3) (1) je leta 1948 prikazal pogoje žilavega preloma s plastično deformacijo pred porušitvijo. Z natezanjem ostro zarezanih preizkušancev iz maloogljičnega jekla je ugotovil, da je poraba energije za plastično deformacijo v površinskem sloju zareze za nekaj redov velikosti večja od površinske energije jekla r- Zato je v Griffithovi enačbi /13/ zamenjal delo za nastanek enote površine razpoke y z efektivno površinsko energijo Yef» ki je vsota y in dela za plastično deformacijo površinske cone razpoke (ref = y + p): Pri krhkem prelomu je p < y in p lahko zanemarimo, pri žilavem prelomu pa je p > y Naslednja Orovvanova izpopolnitev Griffithove enačbe /13/ = I 2 U Yoi /16/ (a = medatomska razdalja) upošteva, da se s povečevanjem radija ustja zareze r povečuje potrebna napetost za daljšanje razpoke. A. P. Guljaev je leta 1977 v kratkem članku (4) prikazal sodoben pogled na problem žilavega in krhkega preloma kovin, zato ga navajamo v daljšem izvlečku. Splošna shema porušitve kovinskih materialov je naslednja: Prva stopnja je majhna plastična deformacija, premik dislokacij, njihovo nizanje, stekanje in nastajanje mikro razpok. V različnih kovinah in zlitinah te stopnje ni, ker so kali razpok že nehomogenosti v kovini (vključki). V izjemno čistih kovinah ni ovir za gibanje dislokacij in deformacija je lahko 100 odstotna (kontrakcija) — kovina se ne poruši (fracture), temveč razdeli (rupture). Druga stopnja je rast kali razpok. Značaj dalj-šanja razpoke opredeljujejo njena dolžina c, polmer r v ustju razpoke in razmerje c/r. Če postaja ustje razpoke med daljšanjem vedno bolj topo +AU -AU Slika 5 Sprememba elastične energije pri rasti razpoke (1) Fig. 5 Change of elasticity energy in the crack propagation (1) (r se veča) in se razmerje c/r ne povečuje, pomeni, da je za daljšanje razpoke potrebno lokalno plastično deformiranje. Kovina se poruši pogosto z združevanjem več majhnih razpok in praznin. To je žilava porušitev kovine, če pa pri daljšanju razpoke njena dolžina raste hitreje kot polmer ustja — razmerje c/r se povečuje — naraste v določenem trenutku napetost v ustju razpoke na vrednost teoretične trdnosti. Porušitev poteče brezdislokacijsko po kristalnih ravninah, zelo hitro in brez plastične deformacije v ustju razpoke. Ta proces imenujemo krhka porušitev. Iz tega sledi, da je osnovni pogoj za krhki prelom doseženje take napetosti v ustju razpoke, kot je teoretična trdnost. To se dogodi, ko dolžina razpoke doseže tako imenovano »drugo kritično dolžino« c2: c2 = 2,5 .10"3 | ^ . r /17/ (Prvo, Griffithovo kritično dolžino razpoke Cj imenujemo tisto dolžino, pri kateri je nakopičena elastična energija enaka porabi energije za nastanek novih površin) c. = /18/ Y je specifična površinska energija, c napetost.) c2 je večja od c,, enaki sta pri ostrini razpoke r = 1 A, kar pa se ne opaža. Po enačbi /17/ ali iz diagrama na sliki 6 lahko dobimo napetost v odvisnosti od dolžine in ostrosti defekta, pri kateri se bo kovina porušila krhko (diagram velja za jeklo). Slika 6 Porušna napetost krhkega loma v odvisnosti od dolžine in ostrine razpoke (4) Fig. 6 Ultimate strength of brittle crack related to the length and the sharpness of the crack (4) y X <1— — 0 1 \(jyy ■6zz Slika 7 Obremenjeni vzorec z ostro zarezo (5) Fig. 7 Loaded sample vvith a sharp notch (5) Slika 8 Potek glavnih napetosti v preseku razpoke (y = O) v odvisnosti od vzdolžne koordinate x (5) Fig. 8 Principal stresses in the crack section (y = 0) related to the longitudinal axis x (5) 3. Mehanika loma a) Napetostno stanje ob zarezi (razpoki) lahko razložimo na pravokotnem vzorcu z ostro zarezo (5) (slika 7). Potek napetosti v ploskvi xz (y = 0) kot funkcije x je odvisen od mnogih vplivnih faktorjev, kot so ostrina zareze, druge mere zareze in vzorca, vrste obremenitve (natezna, upogibna) in tudi od tega, ali je deformacija elastična, delno plastična ali popolnoma plastična. Za elastično obremenitev so napetosti prikazane na sliki 8. V primerjavi s srednjo napetostjo & se v ustju razpoke najbolj poveča napetost <7yy, in sicer tem bolj, čim ostrejša je zareza, medtem ko je napetost clUd d (2 a) ^ d (2 a) ali d U,i d (2 a) dU± d (2 a) d (Ue[-Ud) ~ d (2 a) /36/ O /37/ G = 1 B in R = dUei d (2 a) 1 dlL mm N/mm2 N/mm B d (2 a) Enačbi /36/ in /37/ lahko pišemo tudi: G > R /38/ /39/ /40/ G imenujemo sila za daljšanje razpoke ali faktor sproščanja (elastične) energije (spez. Riss-verlangerungskraft, Energiefreisetzungsrate, Crack-extension force, Strain-energy release rate), R pa sila proti daljšanju razpoke ali upornost za daljšanje razpoke (Risswiderstandkraft, Rissverlange-rungswiderstand). Nestabilno podaljšanje razpoke je torej možno, ko postane faktor sproščanja energije G večji od upornosti za podaljšanje razpoke. G in R sta energiji na enoto ploskve ali sili na enoto razdalje z dimenzijo mm N/mm2 = N/mm. Pri linearno elastičnem obnašanju materiala lahko delo Ud izenačimo z energijo Up, ki je potrebna za nastanek novih površin pri daljšanju razpoke, če je specifična površinska energija r znana, bo Ud = Up = 2.2avB /41/ To vrednost za Ud in vrednost za Uel iz enačb /30/ in /31/ vstavimo v enačbo /37/ in dobimo: pri PDS: pri PNS: d d (2 a) d d~(2~a) it cr1 ai E = G — it o"2 a2 (1 R - v) B — 4 a y B O B — 4 a y B = B G —O 1 B /42/ /43/ Dobimo, da je G: cr2 it a E pri PDS: G pri PNS: G = cr t: a (1-v2) _ K2 E K2 E (1-v2) /44/ /45/ Iz teh enačb ponovno sledi znani Griffithov napetostni kriterij za nestabilno podaljšanje razpoke v linearno elastičnem telesu /13/: Ta energijski pogoj, ki je neodvisen od geometrije telesa in razpoke, je splošne vrednosti in pove, da se lahko prične razpoka daljšati (postane nestabilna), ko se bo sprostilo več elastične energije Uel, kot pa porabilo energije za podaljšanje razpoke. Rešitev enačbe /37/ da: pri PDS: pri PNS: r 2 r H a ^ \ -rt a (1 — v- *>w \ it ; /46/ te ; a /47/ Po enačbi /25/ je K = fVita, čemur sledi pri PDS: K w E v2) pri PNS: K>V2rE /48/ /49/ S kombinacijo enačb /28/ in /29/ z enačbama /46/ in /47/ ali /48/ in /49/ dobimo tudi razširi-tveni kriterij za nestabilno podaljšanje razpoke: pri PDS: -v2) pri PNS /50/ /51/ Kritične vrednosti za nestabilno podaljšanje razpok: Enačaj v enačbah /42/, /43/ in /46/ do /51/ pomeni ravnotežno stanje razpoke, medtem ko večje vrednosti pomenijo, da je možno nestabilno podaljšanje razpoke. Kritične vrednosti teh meril označujemo z indeksom c, pri PDS pa še z indeksom I, torej PDS PNS Clc kritična napetost Kic Kc kritična napetostna intenzivnost Vlc vc kritično razširjenje GIC Gc kritična sila za podaljšanje Klc imenujemo tudi kratko lomna žilavost, Glc pa lomna energija. Elastična popustnost (voljnost): V vzorcu z razpoko dolžine 2 a, ki je obremenjen s silo F, je odvisnost med podaljškom A 1 in silo: F = a A 1 = /52/ a je elastična konstanta ali elastična togost vzorca, C = l/a pa je elastična popustnost (voljnost) (Compliance, Nachgiebigkeit). Če gre 2 a—» 0, gre a—»EA0/1U. E je modul elastičnosti, Au je presek, 10 pa dolžina vzorca. Elastična popustnost je torej proporcionalna recipročni vrednosti modula elastičnosti. Na tej osnovi sta bili izvedeni naslednji enačbi za K, ki vsebujeta tudi člena za funkcijo Y: Za PDS: K = a Vaj/^ W v2) a = cr VaY d (A l/F) d (2 a/W) Za PNS: K = a V a E B W d (A l/F) Ta 'd (2 a/W) = cr Va Y /53/ /54/ Pri znanih merah preizkušanca (B, W) in z merjenjem elastične popustnosti (dolžina razpoke 2 a v odvisnosti od F in A 1) lahko torej določimo tudi vrednost funkcije Y. c) Elastično plastična mehanika loma. Linearno elastične teorije obnašanja materiala predpostavljajo, da se v okolici ustja zareze ne pojavlja plastična deformacija. V realnih razmerah pa se pojavljajo in je z njimi potrebno v določenih razmerah tudi računati. Pri zelo majhnih polmerih ustja zarez se tudi pri majhnih nazivnih napetostih pojavijo v okolici ustja napetosti, ki so večje od meje plastičnosti o\. Nastane področje v okolici ustja, ki mu pravimo plastična cona. Ta lahko precej vpliva na napetostno stanje v okolici ustja, kar je treba upoštevati pri obravnavanju stabilnosti zareze. V splošnem skušajo vse teorije upoštevati plastično cono tako, da še naprej ostanejo v veljavi osnovne linearno elastične enačbe. To dosežejo z uvajanjem tako imenovane »efektivne dolžine razpoke«, izza katere je samo še elastično obremenjeno področje. Plastična cona po Irvvinu je prikazana na sliki 10. Polmer te cone je določen z razdaljo rp) v ligamentu vzorca (0 = 0°), v kateri je napetostna komponenta try enaka crv. Iz enačb /21/ in /25/ sledi a i—Y= ——- /55/ 2 ti cr 2 Linearna elastičnost materiala predpostavlja, da v območju O < x < rpl ni presežena meja plastičnosti. Zato je treba sproščeno napetost v tem območju kompenzirati s premaknitvijo krivu- a) bJ Slika 10 Plastična cona po Irwinu Fig.10 Plastic region by Irvvin Ije ay v smeri x (slika 10 a), da gre skozi točko ffv, x = 2 rpl. Plastična cona se razširi na: w = 2 rpl /56/ in je cilindrične oblike (slika 10 b). Pravo razporeditev napetosti dobimo tako, da upoštevamo namesto a (pol dolžine razpoke) efektivno dolžino aef , aef = a + rpi /57/ Iz tega sledi faktor intenzivnosti napetosti K: K = o- Vit (a -f rpl) /58/ Tudi druge obravnavane plastične cone (po McClintocku in Irvvinu in po Dugdaleju) pridejo do istih ali podobnih rezultatov. Preizkusi so pokazali, da se plastične cone v tankih in debelih preizkušancih občutno razlikujejo. V tankih ni mogoče doseči PDS, plastična cona s strižnimi napetostmi je razširjena skozi vso debelino in prelom je klinast. V debelih preizkušancih pa so linije drsenja na površini manjše in se ne širijo po celi debelini in prelom je ploščat. Po Irvvinu in McClintocku prevladuje PDS, če je debelina preizkušanca: B>2,5^ ali /59/ B 5 ti (1-2 v)2 /60/ Razširitev razpoke (COD = Crack Opening Dis-placement, Rissuferverschiebung) je neposredna posledica plastične cone, pri čemer se prava dolžina razpoke 2 a ne poveča: 2 v = COD (v koordinati r, dočim je 0 = it) /61/ Slika 11 Širjenje razpoke in plastična cona ob ustju razpoke (7) Fig.11 Crack displacement and plastic region at the crack front (7) Razširitev ustja razpoke (COS = Crack Opening Stretch, Rissspitzenaufweitung) pa označujemo z 8, ki je v ustju razpoke 5 = 2v = COS r = rpl 0 = ti /62/ Razlaga je prikazana na sliki 11 (7). Po Dugdalejevem modelu razpoke dobimo, da je: 8 = -rco-a 1 + 24 /63/ Na drugi strani dobimo iz enačbe /45/ za PNS pri realnem obnašanju materiala z majhno plastično cono (rpl < a) in zamenjavo a z at.r (enačbi 57 in 55) razmerje: G Gv eZ 1 + c Y 0\ /64/ Enačbi /63/ in /64/ kažeta, da je pri cr/R* R* = 2 r< /66/ /67/ T* ima pomen efektivne površinske energije, ki vključuje tudi energijo plastične deformacije pri širjenju razpoke. Če upoštevamo še aef = a + rpl namesto a, lahko tudi pri realnih materialih z majhno plastično cono (small scale yielding) določimo C7lc (crc), KIc (K;), SIc (5C) in Glc (Gc). COD/COS koncept je precej v uporabi za določitev kritičnih vrednosti za daljšanje razpoke v elastično plastičnih materialih. V literaturi večinoma ne razlikujejo COD in COS, temveč uporabljajo za razširitev ustja razpoke le oznako COD = 8 in CODc (CODlc) ter 8C (8lc). J-integral (11 do 23): Naslednja metoda za opis stanja in žilavosti razpokanega materiala, ki se lomi elastično (nelinearno) plastično je J-integral. Temelji na energijskem izrazu, ki pomeni spre-membno potencialne (elastične in plastične) energije, če se razpoka podaljša za infinitezimalni del razdalje da. J-integral je torej analogen faktorju sproščanja energije G v linearno elastičnem stanju, oziroma mu je v tem stanju enak: J,i, /68/ Teorijo J-integrala je utemeljil J. R. Rice (11) leta 1968. V splošni obliki je definiran energijski linijski po poti neodvisen integral J kot vsaka krivulja, ki obkroža ustje razpoke od spodnje do zgornje površine (slika 12): J = U;dy — T ds /69/ u T U, ds = Integracijska pot ustja razpoke od spodnje do zgornje površine = Vektor razširitve (displacement) v določeni točki T = Natezno napetostni vektor = Gostota deformacijske energije = Element poti na T x,y= Kartezijske koordinate y * Slika 12 K razlagi J-integrala Fig. 12 To the explanation of J-Integral J-integral je v najenostavnejši obliki definiran kot energijska razlika dveh enakih in na enak način obremenjenih vzorcev z različno dolgima razpokama: da / 8 = konst. Linearno elastično / / / / / / / / Črtkana ploskev= J. B. Aa Pri dolžini razpoke a Pri dolžini razpoke a + Aa B>2,5 Kic /71/ V tem primeru je treba najprej napraviti predhodni preizkus z debelejšim preizkušancem. Za določitev debeline preizkušanca in skupne dolžine razpoke lahko uporabimo tudi razmerje med crv in E: Razširitev razpoke 5 Slika 13 J-integral Fig.13 J-Integral U je deformacijska (potencialna) energija, a je dolžina razpoke, 5 pa razširjenje razpoke pri uporabljeni sili. Grafično je to prikazano na sliki 13. Krivulji natezanja dveh vzorcev z razpokama a in Aa sta nelinearni, senčeni del pa ustreza vrednosti JBAa. Prav iz teh krivulj na sliki 13 lahko dobimo eksperimentalne vrednosti J-integrala. Pri določeni razširitvi razpoke 5 dobimo deformacij sko energijo U s planimetriranjem površine pod krivuljo za različne dolžine razpok. C. DOLOČEVANJE LOMNIH ZNAČILNOSTI MATERIALOV 1. Določevanje ploskovno deformacijske (PDS) lomne žilavosti KIc Preizkušanje lomne žilavosti Klc je bilo najprej standardizirano v ZDA leta 1969 s standardom ASTM E 399 (24), nato pa leta 1977 v Veliki Britaniji s standardom BS 5447, ki pa se od prej omenjenega bistveno ne razlikuje. Opis, ki sledi, je krajši povzetek ASTM standarda. a) Definicije: — Faktor intenzivnosti napetosti (stress-inten-sity factor) Ki (Nmm—3/2) je merilo za intenzivnost napetostnega polja v bližini ustja idealne razpoke, ki se nahaja v linearno elastični snovi in je deformirana tako, da se površini razpoke razmakneta vsaksebi pravokotno na ravnino razpoke. K, je direktno proporcionalen uporabljeni sili in je odvisen od geometrije preizkušanca. — Ploskovno deformacijska lomna žilavost KIc (Nmm—3/2) je žilavostna lastnost materiala, določena v stanjih, veljavnih za K, in z merjenjem najmanjše sile, pri kateri se razpoka podaljša. b) Preizkušance standardnih mer in zarez kaže slika 14. Pravilo pa je, da uporabimo takšne preizkušance, v katerih med preizkusom prevladuje PDS. Zato velja, da mora biti: aJE . 103 B, a (mm) (min) 5,0 — 5,7 75 5,7 — 6,2 63 6,2 — 6,5 50 6,5 — 6,8 44 6,8 — 7,1 38 7,1—7,5 32 7,5 — 8,0 25 8,0 — 8,5 20 8,5 — 10 12,5 nad 10 6,5 CT (Compact Tension) preizkušanec a - Skupna dolžina zareze in utrujenostne razpoke,ki naj bo axB= 0,45 do 0,55xS Utrujenostna razpoka, min 5%a in min 1,3mm N= Širina zareze, min 1,5mm, maks W/10 Zareze in razpoke Chevron Chevron Koničasta Ključ Polmer ustja zareze maks 0, Imm min 2,05 W min 2,05 W U/ W/2 Upogibni preizkušanec (3 PB- 3 Points Bend) Slika 14 Preizkušanci za določanje Klc Fig. 14 Test specimens for Klc determination Utrujenostno razpoko je treba narediti z utruje-nostnimi nihajnimi preizkusi v nateznem področju. V zadnjem stadiju daljšanje razpoke, to je za zadnjih 2,5 % celotne dolžine (zareze + razpoke) naj kvocient maksimalne napetostne intenzivnosti napetostnega cikla Kf (max) in modula elastičnosti E ne preseže 0,00032 m J/2 (0,01 mm'/2) Kf (max) Q 00032 ml/2 (0 01 mm 1/2 ) /72/ Kf (max) ne sme preseči 60 % vrednosti KQ (s KQ standard označuje predhodno določeno pogojno vrednost lomne žilavosti, ki jo po ugotovitvi pravilnih razmer preizkusa, predvsem PDS, lahko pišemo kot Klc). Območje napetostne intenzivnosti (med zgornjo in spodnjo silo) pa ne sme biti manjše kot 0,9 Kf (max). Kf računamo po enačbi (26) z upoštevanjem funkcije Y za izbrano vrsto preizkušanca. Utrujenostna razpoka mora biti dovolj enakomerno globoka po celi širini preizkušanca, kar pa lahko ugotovimo šele po prelomu. Merimo v sredini in na polovicah med sredino in roboma preizkušanca in izračunamo povprečno vrednost. Če katerakoli vrednost odstopa za več kot 5 % od povprečne vrednosti, je preizkus neveljaven. c) Potek preizkusa: Vpenjanje preizkušancev zahteva posebne priprave, ki zagotavljajo dobro centričnost in majhno trenje pri obremenjevanju. Na začetku zareze se pritrdi merilec razširitve (Displacement Gage) v obliki dveh peres, od katerih ima vsako na notranji in zunanji strani merilni trak, ki so vezani preko Wheatstonovega mostu na rekorder. Hitrost obremenjevanja pri standardnih preizkušancih (B = 0,5 W) naj bo v območju 30 do 150 N/s. Med preizkusom registriramo silo v odvisnosti od širjenja razpoke. Razširitev v Slika 15 Vrste krivulj »sila — razširitev« Fig.15 »Load—Displacement« curves d) Računi in razlage rezultatov: Krivulje P/v (sila/razširitev) so lahko treh vrst, kot so prikazane na sliki 15. Najprej potegnemo tangento OA, nato pa sekan to OP5 z nagibom: (P/v)0 je tangenta OA na linearni spodnji del krivulje. Silo P0 nato določimo takole: — Če je sila v vsaki točki do P5 nižja kot P5, je PQ = P5 (krivulja I) — Če je v določeni točki pred P5 sila večja kot Ps, je ta točka PQ (krivulji II in III) Nato izračunamo kvocient Pmax/P0 (Pmax Je največja sila na zapisu). Če znaša več kot 1,10, je preizkus neveljaven, ker je možno, da KQ v tem primeru ni v pravilnem odnosu z Klc. Izračunamo pa lahko Rsb ali Rsc (opis v nadaljnem tekstu). Če je prej omenjeni kvocient manjši od 1,10, izračunamo KQ po enačbah: Za upogibni preizkušanec (3PB): B W2 Za natezni preizkušanec (CT): Kn = P° V a . Yct B W Oblikovni funkciji Y3PB in YCT sta: /74/ /75/ Y3pb = 1,93 — 3,07 | " | + 14,3 | H )'— 25,1 1^1 + W/ \ W a + 25,8 W /76/ Yct = 29,6 — 185,5 | — |4- 655,7 W (wf — 1017 I -Y+ 638,9 ( 3 ,W/ (W, Nato izračunamo /77/ /78/ /79/ V nasprotnem primeru moramo preizkus ponoviti z vsaj 1,5 krat debelejšim preizkušancem. Če preizkus ni uspel (Pmax/PQ > 1,10 ali KQ ^ K,c ali material, ki je na razpolago, ne dopušča izdelave večjega preizkušanca, lahko izračunamo trdnostni kvocient preizkušanca (Specimen strength ratio) po enačbah): "i (a\ je meja plastičnosti, tudi a02) in če je ta vrednost manjša od B in a je Kq = Klc — Za 3PB: Za CT: R«h = 6 Pmax W (P/v)5 = 0,95 (P/v)G /73/ R,,. — B (W — a)2 trv 2 Pmax (2 W 4 a) B (W — a)2 ffv /80/ /81/ Model za COD Fig.17 Model of COD a/V/ Slika 18 Konstanti C* in Z* v odvisnosti od a/W Fig.18 C* and Z* constants related to the a/W ratio Razširitev v Slika 19 Vrste P-v krivulj pri merjenju COD Fig. 19 P-v curves in COD measurements b) Pri preizkusu merimo odvisnost sile od razširitve in dobimo P — v diagram. Preizkus naj traja 30 do 300 s. Značilni diagrami so prikazani na sliki 19: Kvocienta Rsb in Rsc nista v skladu s konceptom linearno elastične lomne mehanike, vendar sta lahko uporabni primerjavi žilavosti materialov. Preizkušanci morajo biti enakih oblik in mer. Določevanje KIc da torej realne rezultate le v primerih, ko je plastična cona pri daljšanju razpoke majhna v primerjavi z velikostjo preizku-šanca. Temu pogoju se najbolj približujejo materiali z visoko mejo plastičnosti, visokim kvocien-tom ffv/ffM in velikim modulom elastičnosti E. Dosedanje izkušnje (8) kažejo, da je uporabljiv kriterij za predvidevanje realnosti preizkušanja K,c kvocient E/2ve, .... vc^2veI 0,45 (1 — a/W) /84/ /85/ /86/ 0,45 + 0,55 a/W + z/W vel je elastična razširitev razpoke, z pa razdalja med vpenjalnim mestom merilca in površino pre-izkušanca (slika 17). ffv (W — v2) Vel = Z* /87/ Konstanto Z* odčitamo v diagramu na sliki 18. 2. metoda: 5C izračunamo po enačbi: (1 — a/W) 8n = 2a/W + 3z/W + 1 /88/ 5 =----- 2 C7V E 0,4 + 0,6a + z /89/ K je identičen s KQ v enačbah /74/ in /75/, vpl (plastična razširitev razpoke) pa je skupna razširitev minus elastična razširitev veI (vpl = v — vel). Avtorja T. Hollstein in J. G. Blauel (7) navajata poseben model določanja 5 (njuna oznaka COSlin) s CT preizkušanci po ASTM, in sicer na osnovi določenega rotacijskega mehanizma: 5 =_r(W~as)_.v /90/ r (W — as) + as + z as je dolžina razpoke, vidna na površini, r pa rotacijski faktor, ki je r = 11,6 — + 0,1 W 3. Določanje J-integrala Metoda za enotno določevanje J-integrala še ni standardizirana, vendar je po nekaterih podatkih (15, 16) znano, da se delovna skupina v okviru ASTM intenzivno ukvarja s standardiziranjem te metode. Sedaj pa še obstoji več metod, ki jih je potrebno na krato opisati (7, 10, 11, 15, 16, 22): a) Preizkušanci so vrste 3PB in CT, torej upo-gibni in natezni, kot pri merjenju Kcl in COD. Verjetno bodo s standardi izenačene tudi mere preizkušancev za vse te vrste določevanj. Podatki iz literature kažejo, da so do sedaj vendarle največ uporabljali 3PB preizkušance. b) Določitev J-integrala temelji na merjenju sile P, razširitev v v liniji delovanja sile in podaljšanju razpoke A a. Vrednost J-integrala izračunamo po enačbah: — Za 3PB preizkušance (J. R. Rice, P. C. Pariš, J. G. Merkle): J = — /92/ Bb — Za CT preizkušance (J. G. Merkle, H. T. Corten): 2 A 2 P v J = a,--+ a.i--- Bb Bb /93/ Po izkušnjah je enačba /88/ zelo ustrezna za debeline B do 50 mm in za področje 5C od 0,062 do 0,625 mm. A. H. Priest (22) navaja, da je v pripravi BS standard, ki bo predpisoval ene vrste preizkus za KIc in COD, v enakih razmerah in z isto laboratorijsko opremo. Dosedanje enačbe za COD naj bi zamenjala naslednja: K2 0,4 (W — a) Vpi V enačbah pomeni: A — površino pod P — v krivuljo B — debelino preizkušanca b — ligament preizkušanca (b = W — a) au a2 — brezdimenzijska koeficienta, ki ju v odvisnosti od a/W odčitamo v diagramu na sliki 20. S -Lo C d) (D £ 0,105 0,095 0,085 0,075 0,065 0,055 0,065 0,035 a c , O O) o ic 1,07 1,06 1,05 1,04 1,03 1,02 1,01 1,00 \ \ \ \ \ \ \oc2 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 Slika 20 Vrednosti koeficientov a i in ou v odvisnosti od razmerja a/W Fig. 20 Values of ai and ca coefficients related to the a/W ratio J = — 1 B dU da — Izračunamo J-integrale po enačbi /92/ (slika 22 c) in narišemo odvisnost J — A a (slika 22 c). — Presečišče J — A a premice s premico J = 2 crsr. A a /95/ da kritično vrednost Jlc. csr je srednja vrednost med mejo plastičnosti in natezno trdnostjo: °V + /96/ /94/ J-integrali so torej negativni nakloni U/B — a krivulj, za določene 8. S tem lahko določimo odvisnost J-8 za različne dolžine razpok a (slika 21 d). Ne moremo pa točno določiti tiste vrednosti 5 (8C), pri kateri se začne podaljševati razpoka. d) Metoda z več enakimi preizkušanci (vključno z enako dolgimi razpokami): Postopek je takle: — Več preizkušancev različno obremenimo, tako da dobimo različno dolge podaljške razpoke A a (slika 22 a). — Po razbremenitvah markiramo podaljšanja razpok (npr. z gretjem 10 min na 350°) in preizku-šance do konca prelomimo pri temperaturi tekočega dušika. Izmerimo A a (slika 22 b). Po nekaterih podatkih (npr. 15, 16) bodo v ZDA to metodo standardizirali, zato navajamo še nekaj dognanj, ki so jih dobili s tem načinom določanja J.c- Prvi strmi del krivulje J — A a pomeni tečenje materiala v ustju razpoke in s tem otopitev ustja, naslednji položnejši del pa je faza stabilnega šir- a) Začetna dolžina razpoke Slika 21 Shema za določanje J-integrala z več preizkušanci z različno dolgimi razpokami Fig. 21 Scheme of determining J-Integral vvith test specimens having cracks of various lengths c) Metoda z več preizkušanci in različnimi dolžinami razpoke: Pri vsakem preizkusu s preizkušanci z različnimi dolžinami razpoke a merimo odvisnost sile P od razširitve 8 v točki prijemališča sile (slika 21a, b). Površina pod P-8 krivuljami je deformacijsko delo U. Nato za določene konstantne vrednosti razširitev narišemo odvisnosti pripadajočih vrednosti deformacijskega dela U od začetne dolžine razpok (slika 21c). Iz naklonskih vrednosti teh krivulj in debeline B lahko izračunamo vrednosti J-integralov glede na enačbo: jenja razpoke. Oba dela krivulje rišemo kot premici, ki v presečišču dasta na ordinati JIc. Razen poenostavljene enačbe /95/ so se uveljavila še takale pravila za določitev položnega dela krivulje (slika 23) (15): Merilne točke morajo biti v omenjenem področju daljšanja razpoke in sicer do: A a2 = A aG + 5 — crs, /97/ — 5 Slika 22 Shema za določanje J-integrala z več enakimi preizkušanci Fig. 22 Scheme of determining J-Integral vvith equal test specimens Druga omejitev je, da to področje lahko znaša največ 1,5 mm: 4a2 — (A amM — A aa) /100/ V tem področju morajo ležati najmanj štiri veljavne točke, kar pomeni, da mora biti za vsako točko izpolnjen pogoj: B, b>25~~ /101/ e) Metoda z enim preizkušancem: Pri tej metodi je potrebno razen merjenja sile in razširitve razpoke tekoče meriti še podaljšanje razpoke. Eden od načinov je postopek »elastične popust-nosti«. Med snemanjem krivulje P — 8 je treba večkrat popustiti silo za okoli 10 %, tako da krivulja linearno poteče nazaj. Iz naklonov teh vej krivulje je mogoče sklepati o napredovanju razpoke. S posebno tehniko vezave elektronske naprave lahko dosežemo, da se elastični del krivulje sproti odšteva, tako da so veje krivulje pri popuščanju sile navpične, dokler se razpoka še ni začela daljšati, nato pa so bolj ali manj nagnjene. Za tekoče merjenje daljšanja razpoke uporabljajo tudi postopek s potencialno sondo, ki temelji na povečanju električne upornosti med dalj-šanjem razpoke. Metoda z enim preizkušancem je precej zahtevna, potrebne so naprave, ki niso dosegljive v vsakem laboratoriju (16). 4. Inštrumentirani udarni preizkus Znani udarni preizkus žilavosti (Charpy) z zarezanim preizkušancem nam da žilavost ob zarezi, izraženo z delom, ki ga je nihajno kladivo porabilo za prelom preizkušanca. Žilavost izrazimo v J ali J/cm2. Prelomno površino lahko še ocenimo glede na vrsto preloma, žilav ali krhek (kristaliničen) ali v odstotkih enega in drugega. Krhek prelom je s prostim očesom zlasti dobro viden pri gradbenih jeklih, medtem ko je pri visokotrdnih poboljšanih jeklih zelo težko ločiti obe vrsti preloma. Napredek pri tej vrsti preizkušanja (26 do 34) je tako imenovano inštrumentiranje kladiva: sekirico, to je tisti del kladiva, ki pri udarcu prelomi preizkušanec, je potrebno opremiti z merilnimi trakovi in povezati s spominskim osciloskopom, ki pri prelomu pokaže časovno razporeditev sile med lomi j enem preizkušanca. Primeri krivulj, ki jih dobimo na osciloskopu, so shematsko prikazani na sliki 24: Krivulja a) je žilav prelom s počasnim zmanjševanjem sile loma in veliko površino pod krivuljo, ki je merilo za delo, oziroma žilavost, b) je žilavo krhek prelom, ko se lom prične žilavo, nato se del preseka, navadno v sredini, prelomi krhko (strm padec sile), konec loma pa je ponovno žilav, in c) krhek prelom. Maksimum energije E„, ki jo ima kladivo pred udarcem v preizkušanec, je: E0 = — I. v02 /102/ 2 v„ je hitrost kladiva neposredno pred trkom, I pa vztrajnostni moment. Ko kladivo prelomi preizkušanec, se njegova energija zmanjša za A E0 (26): A E0 = Ej + Esd + Eb + EMV -f Eme /103/ Ej = energija za pospešenje preizkušanca do hitrosti kladiva, Esd = skupna energija za upognenje preizkušanca, Eb = energija za deformacijo na mestu dotika (Brinell-type deformation), Slika 24 Vrste krivulj »sila — čas« pri instrumentiranem preizkušanju žilavosti po načinu Charpy Fig. 24 »Load—Time« curves in instrumented toughness testing by the Charpy method Aa0 Aa, Aamin Aamax Aa2 Podaljšanje razpoke A a Slika 23 Merilne vrednosti pri določevanju Jlc (15) Fig. 23 Measuring values for the J,c determination (15) J = 2-OTsr-Aa V š 5-J/as 2) S 15 mm Emv = energija, ki jo absorbira stroj z vibracijami po začetnem kontaktu, Eme = elastična energija, ki jo absorbira stroj kot rezultat interakcije na dotikalnih točkah (na podpori). Iz enačbe /102/ sledi: A E0 = - I (vD2 — vk2) ali /104/ 2 AE0= -G(v02-vk2) /105/ 2g G je efektivna teža kladiva, g zemeljski pospešek, vk pa hitrost kladiva na koncu loma. Površina pod krivuljo »sila-čas« je /Pdt = I(v0 — vk) /106/ o P je sila, t je čas, t je čas od začetka do konca loma. S kombinacijo zadnjih dveh enačb dobimo enačbi, ki sta osnovi za določitev žilavosti iz krivulje P-t: AE0= E,(l — i) /107/ l 4E0j Ea = v„ / P dt /108/ o Pravilneje je, da namesto vc vzamemo srednjo vrednost hitrosti v na začetku in koncu loma: v = 1/2 (v0 + vO. Instrumentacijo sekirice je potrebno najprej ka-librirati. časovno vrednost razdelka na abscisi ekrana nastavimo na osciloskopu, silo na ordinati pa kalibriramo statično tako, da sekirico stiskamo med vzporednima ploščama. Geometrijske razmere morajo biti enake kot pri preizkusu s kladivom, med sekirico in stiskalno ploščo mora biti torej žilavostni preizkušanec. Površino pod krivuljo izmerimo s planimetrom, medtem ko je vD karakteristika stroja. Na ta način izračunamo A E0. To izračunano energijo moramo večkrat kontrolirati, oziroma primerjati z vrednostjo dela, ki ga pokaže stroj. Obe vrednosti se ne smeta preveč razlikovati. Če računamo s srednjo hitrostjo kladiva v, le-to izračunamo iz enačbe /105/, pri čemer je A E0 žilavost, ki jo pokaže stroj. Seveda pa ni namen inštrumentiranja kladiva v tem, da bi računali žilavosti, saj te bolj natančno pokaže stroj. Iz krivulj P-t so pa vidne določene značilnosti lomov, ki lahko služijo praktičnim, raziskovalnim ali primerjalnim namenom. Strm padec sile pomeni krhek lom; z odnosom višine tega strmega padca sile proti maksimalni sili lahko izrazimo delež krhkega loma. Večina raziskovalcev še vedno smatra, da je najbolj realen Slika 25 Sile in energije v idealiziranem P-t oscilogramu (legenda v tekstu) Fig. 25 Forces and energy in an idealized P-t oscilogramme (expla-nation in the text) kriterij določanja prehodne temperature žilavosti 50 % krhkega loma. Pri poboljšanih jeklih pa je mogoče odstotke krhkega loma z gotovostjo določati le iz P-t krivulj. Iz oscilogramov je mogoče dobiti še druge podatke, ki so prikazani v idealiziranem diagramu na sliki 25: silo splošne plastičnosti P„, maksimalno silo Pm, silo krhkega loma Pk, čas do krhkega loma tk, energijo do maksimalne sile (energija iniciranja razpoke) Ej, energijo po maksimalni sili E, = = E3 + E4 in energijo po krhkem lomu E4. Še posebno zanimive podatke lahko dobimo, če damo te parametre v odvisnost od temperature preizkušanja. Literatura 1. M. A. Kristal, L. H. Epštein: Mehaničeskie i fizičeskie osobenosti razrušenija metallov. Metallovedenie i ter-mičeskaja obrabotka metallov, 1978/4, 2—13 2. N. M. Fonštein: O kriterii KIC, MITOM, 1976/8, 66—78 3. E. Orowan: Rep. Progr. Phys„ 1948/12, 185 4. A. P. Guljaev: Vjazkoe i hrupkoe razrušenie stali. MITOM, 1977/7, 63—64 5. A. Kochendorfer: Grundlagen des Festigkeits- und Bruchverhaltens-Spannungen, mehrachsige Spannungs-zustande, Fliesskriterien, 1974, 121—127 6. G. Irwin: Fracturing of Metals, ASM 1948, str. 147 7. T. Hollstein, J. G. Blauel: Zur Beurteilung von Rissen bei elasto-plastischem Werkstoffverhalten, BHM, 1978/5 146—153 8. E. Macherauch: Grundlagen des Festigkeits- und Bruch-verhaltens-Bruchmechanik, 1974, 143—161 9. G. E. Dieter: Mechanical Metallurgy, II izdaja 1976 10. J. F. Knott: Fundamentals of Fracture Mechanics, 1973 11. J. R. Rice: A Path Independent Integral and the Appro-ximate Analysis of Strain Concentration by Notches and Cracks, J. Appl. Mech., 35, 379, 1968 12. J. A. Begley, J. D. Landes: The I Integral as a Fracture Criterion, ASTM STP 514, 1971, str. 1—20 13. J. D. Landes, J. A. Begley: The Effect of Specimen Geo-metri on JIC, ASTM STP 514, 1971, str. 24—39 14. J. R. Bucci, P. C. Pariš, J. D. Landes, J. R. Rice: J Integral Estimation Procedures, ASTM STP 514, 1971, str. 40—69 15. R. Stahlberg: Neuere Empfehlungen zum Vorgehen bei der Ermittlung kritischer Werte des J-Integral, Stahl u. Eisen 97, 1977, 24, str. 1224 in 1224 16. R. Stahlberg: Schritte zur Vereinheitliehung der Priif-verfahren zur Ermittlung bruchmechanischer Kenn-vverte mit dem J-Integral 17. D. J. Hayes: Origins of the stress intensity factor approaeh to fracture, A general introduction to fracture mechanics, 1978, str. 9—16 18. J. F. Knott: The fracture toughness of metals, isto kot 13., str. 17—31 19. C. E. Turner: Yielding fracture mechanics, isto kot 13., str. 32—53 20. D. J. Cartwright, D. P. Rooke: Evaluation of stress intensity factors, isto kot 13., str. 54—73 21. R. R. Barr, P. Terry: Application of fracture mechanics to the brittle fracture of structural steels, isto kot 13., str. 93—113 22. A. H. Priest: Experimental metods for fracture toughness measurement, isto kot 13., str. 74—92 23. B. R. Lavvn, T. R. Wilshaw: Fracture of Brittle Solids, Cambridge Solid State Science Series, 1975 24. 1977 Annual Book of ASTM Standards, Part 10, ASTM E 399, str. 505—524 25. Metods for Crack Opening Displacement (COD) Testing, BSI Draft for Development, DD 19 (1972) 26. D. R. Ireland: Procedures and Problems Associated with Reliable Control of the Instrumented Impact Test, ASTM STP 563, 1974, Instrumented Impact Testing, str. 3—29 27. H. J. Saxton, D. R. Ireland, W. L. Server: Analysis and Control of Inertial Effects During Instrumented Impact Testing, isto kot 26., str. 50—73 28. C. E. Turner: Measurement of Fracture Toughness by Instrumented Impact Test, ASTM STP 466, Impact Testing of Metals, 1970, str. 93—114 29. R. A. Wullaert: Applications of the Instrumented Charpy Impact Test, isto kot 28., str. 148—164 30. G. Tomberger: Wirkungsweise und Amvendungsbei-spiele des instrumentirten Schlagversuches, BHM, 123, 5, 1977, str. 171—176 31. E. Bauerfeind: Datenerfassung und Datenausvvertung beim instrumentirten Schlagversuch, BHM, 123, 5, 1977, str. 154—159 32. K. Seifert, L. W. Mayer: Moglichkeiten zum Vermindern des Aufschlagimpulses bei Bruckzahigkeitspriifungen unter schlagartiger Beanspruchung, Materialpriifung 19, 1977, 6, Juni, 196—201 33. G. D. Fearnehough, C. J. Hoy: Mechanism of Deforma-tion and Fracture in the Charpy Test as revealed by Dynamic Recording of Impact Test, Journal of The ISI, Nov. 1964, 912—920 34. Impact Testing of Metals, ASTM STP 466 ZUSAMMENFASSUNG Unter den mechanischen Eigenschaften ist der Bruch-vviderstand eine der vvichtigsten Eigenschaften. Eine Reihe von katastrophalen Briichen an Schiffen, Briicken und anderen Konstruktionen vor dem und vvahrend des zweiten Weltkrieges waren der Anlass, dass die Forschun-gen iiber die Brucherscheinungen an Metallen einen gros-sen Aufschwung angenommen haben. Diese Bemiihungen aussern sich auch in einer Reihe neuer Priifungsverfahren. In diesem Artikel vvird der heutige Stand auf dem Gebiet der Bruchforschung der metallischen Stoffe gege-ben. Im ersten Teil werden theoretische Grundlagen iiber die Festigkeit, den sproden und zahen Bruch, und die Bruchmechanik behandelt. Im zweiten Teil werden dann die Verfahren fiir die Prufung der Brucheigenheiten der Metalle beschrieben. SUMMARY Resistance to brittle fracture is one of the most important mechanical properties of metals. A number of catastrophal collapses of bridges, ships, and other constructions before and during the Second World War stimulated the extensive investigation of the fracture phenomena which introduced numerous new methods for testing metals. The paper presents the present state in the field or fracture investigations in metallic materials. The first part gives theoretical fundamentals on the strength of metals, on brittle and tough fractures, on fracture mechanics, while testing the fracture characteristics of metals is described in the second part of the paper. 3AKAIOTEHHE Oaho H3 6oAee Bcero 3Ha60b HOTMTaHHH MeTaAaob. B cTaTbe paccMOTpeno HacToamee noAoaceHiie b oSAacTH nccAe-AOBaHHH H3AOMOB MeTaAAHtjecKHx MaTepnaAOB. B nepBoft rAaBe no- AaHLI tcopctmmgckhc OCHOBM O B33KOCTH MeTaAAOB, O XpynKOM h BSI3KK0M H3A0My H O MexaHPIKH H3AOMOB. Bo BTOpOH TAaBC OnHCaHLI cnocoSti onpeAeAeHHfl xapaKTepHnx cbohctb H3AOMOB MeTaAAOB.