O manj znanih aspektih nateznega preizkusa B. Ule*, J. Vojvodič-Gvardjančič**, Š. Strojnik**, K. Kuzman* UDK: 620172.087.21 ASM-SLA: Q27a Konvencionalne mehanske lastnosti jekel določamo največkrat z nateznim preizkusom. Ako pri tovrstnem preizkušanju izmerimo še maksimalni enakomerni razte-zek nateznega preizkušanca, lahko določimo tudi krivulje tečenja jekel, pri visokotrdnih jeklih pa celo lomno žilavost K,c. 1. UVOD Pri običajnem nateznem preizkusu kovin in zlitin danes še vedno merimo skoraj izključno le mejo plastičnosti, natezno trdnost, kontrakcijo ter povprečni lomni raz-tezek, ki se nanaša na neko referenčno dolžino nateznega preizkušanca. Vendar pa tako natezna trdnost kot tudi povprečni lomni raztezek nista dejanski lastnosti duktilne kovine. Natezna trdnost namreč ne predstavlja stvarne napetosti v nateznem preizkušancu v trenutku loma, pač pa le neko fiktivno napetost, računano na začetni presek preizkušanca. Za inženirsko prakso pa je tudi tako definirana natezna trdnost nedvomno koristna, saj omogoča dimenzioniranje strojnih delov, tj. izračunavanje dopustnih napetosti, pri katerih praviloma še ne pride do znantne spremembe nosilnega preseka. Ker tudi povprečni lomni raztezek — za razliko od kontrakcije — ne popisuje zadovoljivo lomnega obnašanja duktilnih kovin, je M. Marinček1-3 že večkrat predlagal, da bi ga sploh opustili in raje merili največji enakomerni raztezek eu ter dejanski lomni raztezek ef, ki ga definiramo kot: (1) Boris Ule, dipl. inž. met. — Metalurški inštitut Ljubljana Stanovanje: Pijava gorica 52, 61291 Škofljica Rokopis prejet: 10. 2. 1988 Originalno publicirano: ŽZB 22/1988/2 J. Vojvodič-Gvardjančič, Š. Strojnik — Inštitut za metalne konstrukcije, Ljubljana K. Kuzman — Fakulteta za strojništvo, Ljubljana sreden rezultat nateznega preizkusa. Poleg tovrstnih diagramov pa so pogosto v rabi tudi diagramsko prikazane odvisnosti med tako imenovano pravo napetostjo ter pravo deformacijo. Prava nepetost, označili jo bomo s a, je definirana kot kvocient med natezno silo P ter dejanskim (ne začetnim) presekom A obremenjenega nateznega preizkušanca, medtem ko je prava deformacija e definirana prirastkovno kot: de = dl/l= -dA/A (2) Identiteta (2) sledi iz ugotovitve, da je plastična deformacija strižni proces, ki ne vključuje spremembe volumna. Za e dobimo: .( — — = —In — = ln— a. A A„ A (3) Tako definirano pravo deformacijo pa imenujemo tudi logaritemska deformacija. V diagramu na si. 1 je prikazana odvisnost prava napetost—prava deformacija, kot sledi iz inženirske krivulje napetost—deformacija. Dejansko ta odvisnost odsli-kava utrjevanje polikristalne kovine, ki ga po Ludvvik-Hol-lomonu4 5 lahko zapišemo s potenčno funkcijo oblike: a = Cen, (4) Prava napetost -prava deformacija (o-e) pri čemer je A0 začetni presek nateznega preizkušanca, A, pa lomni presek tega preizkušanca. V pričujočem zapisu bomo pomen obeh raztezkov teoretično obdelali ter njih utemeljeno rabo eksperimentalno potrdili. 2 TEORETIČNI DEL Odvisnost med nominalno napetostjo o* ter povprečnim raztezkom A l/l0 je običajno prikazana v obliki inženirskega diagrama napetost-deformacija kot nepo- m o & o 2 Inženrska krivulja ^napetost-deformccija v (0#-«> Ef Deformacijo e, £ Slika 1. Diagram prava napetost—prava deformacija, kot sledi iz inženirske krivulje napetost—deformacija nateznega preizkusa Fig. 1 Plot of true stress vs. true strain as obtained from the engi-neering stress—elongation curve of the tensile test pri čemer je C konstanta, imenovana trdnostni koeficient, n pa je eksponent deformacijskega utrjevanja kovine. Pri nateznem preizkusu doseže obremenitev P svojo maksimalno vrednost Pmax v trenutku tako imenovane na-tezne nestabilnosti, ko plastična deformacija postane nehomogena in ko nominalna, tj..inženirska napetost doseže svojo ultimativno vrednost OuTS enako Pmax/A0. Analitično je ta točka v diagramu prava napetost—prava deformacija definirana s pogojem za stacionarno stanje: dP „ . dA , . da ~ - = ■& in a--hA — = ■©, de de de saj velja: P = Aa Ker je tudi de= -dA/A, sledi nadalje: . . A do „ -Act-I--= Q (5) de oziroma: do de" - = CT (6) S substitucijo funkcije (4) v izraz (6) dobimo za maksimalni enakomerni raztezek eu vrednost: £u = n, (7) kjer je n že omenjeni eksponent deformacijskega utrjevanja kovine. Ker smo povprečni raztezek e definirali kot: c_AIJ-l0_A0 1 l„ L A ' (8) C = o*UTS^j e = 2,71828... (12) Očitno lahko oba parametra potenčne funkcije (4), namreč konstanto C ter eksponent utrjevanja n določimo kar enostavno iz inženirskega diagrama napetost— deformacija, kot ga dobimo pri nateznem preizkusu. Ta ugotovitev je pomembna na primer za tehnologijo preoblikovanja v hladnem, kjer veljajo krivulje tečenja — tako imenujemo odvisnost med pravo napetostjo ter pravo deformacijo — za temeljne karakteristike materiala. Krivulje tečenja določamo običajno z diskontinuira-nim tlačnim preizkusom valjastih preizkušancev, pri če- mer z uporabo teflonske folije na kontaktnih površinah zmanjšamo trenje do zelo nizkih vrednosti (računamo s koeficientom trenja 0,024). Na ta način dosežemo skoraj povsem homogeno nakrčevanje preizkušancev. Žal pa tovrstne preizkuse lahko opravimo le v bolje opremljenih laboratorijih, medtem ko običajni natezni preizkus, žice za preoblikovanje v hladnem na primer, lahko izpeljemo v vsaki mehanski preizkuševalnici. Z enačbami (7), (9) in (12) nato določimo eksponent n ter konstanto C, s tem pa je definirana potenčna funkcija (4), namreč krivulja tečenja materiala. Druga pomembna lastnost materiala, ki jo v nekaterih primerih lahko določimo pri nateznem preizkusu, pa je lomna žilavost K,c. Lomna žilavost oziroma kritični napetostni intenzitetni faktor, kot se tudi imenuje, se v linearni mehaniki loma uporablja kot merilo za odpornost materiala s planarnimi diskontinuitetami proti krhkemu lomu. Težava, na katero včasih naletimo pri merjenju lomne žilavosti, je metodološke narave. Lomna žilavost Klc namreč postane lastnost le materiala (pri znani hitrosti obremenjevanja ter znani temperaturi) šele tedaj, ko so pri merjenju doseženi pogoji ravninskega deformacijskega stanja, tj., ko debelina standardnega CT-preizkušan-ca za določevanje lomne žilavosti (Compact Tension Speciment) preseže neko minimalno vrednost, določeno z izrazom: B > 2,5 (K,c/ays)2, (13) dobimo končno za maksimalni pravi enakomerni raztezek izraz: eu = ln (l + eu), (9) pri čemer je eu maksimalni povprečni enakomerni raztezek, kot ga dobimo iz inženirskega diagrama sila—deformacija nateznega preizkusa. Določimo sedaj še konstanto C iz potenčne funkcije (4). Ko natezna sila P in z njo enakomerni raztezek e dosežeta svoji maksimalni vrednosti Pmax oziroma eu, dobimo za pravo napetost a, upoštevaje izraz (4): a = C e" (10) Ker je pri tem tudi: a = aUTS 0 + eu). (11) pri čemer pomeni auTS nominalno napetost pri Pmax, tj. natezno trdnost kovine, kot sledi iz inženirskega diagrama nepetost—deformacija, dobimo, upoštevaje enačbe (7), (9), (10) in (11), za konstanto C: pri čemer je B debelina CT-preizkušanca v mm, ays je meja plastičnosti v Nmm~2, K,c pa je, kot rečeno, lomna žilavost v Nmm-3'2. Faktor (K,c/ays)2 v izrazu (13) določa velikost plastične cone, razvite ob vrhu utrujenostne razpoke CT-preizkušanca. Ta cona mora biti zadosti majhna v primerjavi z dimenzijami preizkušanca, če naj ostane makroskopsko obnašanje preizkušanca pri obremenjevanju linearno elastično. Ogosto se zgodi, da debeline strojnih delov ali delov konstrukcij bodisi niso zadostne, da bi iz njih izdelali veljavne CT preizkušance bodisi nimamo na voljo ustreznih naprav za merjenje lomne žilavosti bodisi potrebujemo le okvirne vrednosti za K(c za prve, grobe ocene dopustnih velikosti napak na konstrukcijah. V takšnih primerih lahko za določevanje lomne žilavosti uporabimo kar natezni preizkus, saj sta G. T. Hahn ter A. R. Rosenfield6 prav na modelu nateznega preizkusa zasnovala svojo polempirično koncepcijo določevanja lomne žilavosti. Upoštevala sta, da so razmere v korenu obodne zareze na cilindričnem nateznem preiz-kušancu analogne razmeram pri gladkem cilindričnem nateznem preizkušancu z močno zoženim vratom (si. 2). Ker je duktilna ločitev materiala deformacijsko kontroliran proces, morajo lokalne deformacije v korenu zareze oziroma na mestu zoženja doseči neko kritično vrednost. Odpiranje ustja zareze (razdalja med točkama A in B na sliki 2, označena z 8t) postane pomembno, kakor hitro ga lahko povežemo z lokalnimi deformacijami v korenu zareze oziroma na mestu zoženja. Širina cone intenzivne plastične deformacije pa ni konstantna, ker je v pogojih ravninskega deformacijskega stanja odvisna od eksponenta deformacijskega utrjevanja n. Gerberich7 je opazil, da z naraščanjem eksponenta utrjevanja n narašča tudi X (n), intenziteta deformacij pa pada, kot je to prikazano na si. 3. Strižno deformacijo v korenu zareze lahko zapišemo v obliki8: Y = |/Mn) (14) Jedkanja plastične cone kažejo, da deformacija v tej coni ni enakomerna, zato lahko predpostavimo linearno porazdelitev deformacije, nadalje pa predpostavimo tudi, £f = ln A, (18) Upoštevaje zvezo med X (n)crit ter eksponentom defor-macijskega utrjevanja n, dobimo iz enačbe (17) za 8, crit izraz: X(r»2) X(r»,) -£fnax y - 8, 2Mn) oziroma ob lomu: 8, = 8, crl„ emax = e; in X (n) = X (n)crit, tako da je: (15) 5, (16) 2 X (n)cr„ Hahn in Rosenfield6 sta pri jeklih našla odvisnost X (n)crj, = 0,025 n2, ako sta širino plastične cone merila v metrih. Izkoristila sta še spoznanje Mc Clintocka9, ki je izračunal kritično pravo deformacijo e*, potrebno za koalescenco mikropraznin pri duktilnem tipu nukleacije mikrorazpok. Velja namreč: * Ej e, =-, ' 3 (17) pri čemer smo z e, označili pravi lomni raztezek, ki smo ga na osnovi izraza (3) definirali kot: S, 0,05 £f n2 (19) Eksperimenti Robinsona in Tetelmana10 kažejo, da se v pogojih ravninskega deformacijskega stanja odvisnost med 8, in K, približuje Dugdalovemu približku: 8, = ^ K E av. (20) Slika 2. Model ravninske deformacijske plastične cone v korenu zareze obremenjenega preizkušanca Fig. 2 Model of plane deformation plasticity zone in the notch root of loaded test piece aE ays ^ S substitucijo izraza (19) za 8, crjt, ko postane K, enak K|C, dobimo iz enačbe (20) končno: k,„-]/2 ,05 s,ngE gv. Slika 3. Vpliv eksponenta deformacijskega utrjevanja na obliko plastične cone Fig. 3 Influence of the strain-hardening exponent on the shape of plasticity zone da je povprečna deformacija e v področju intenzivne plastične deformacije enaka y/2. Za maksimalno deformacijo pri nategu zato dobimo: (21) Korelacija (21) je polempirična, izpeljana z upoštevanjem statistično ugotovljene odvisnosti med X (n)crit ter eksponentom utrjevanja n, zato moramo paziti na enote. Ako mejo plastičnosti ter modul elastičnosti izrazimo v MNm-2, dobimo Klc v MNm-3'2. 3. EKSPERIMENTALNI DEL 3.1 Izdelava krivulj tečenja Za preizkuse smo uporabili štiri različne vrste mehkih žic, izdelanih iz nizkoogljičnih jekel, primernih za preoblikovanje v hladnem. Žica št. 1 je bila iz jekla 22 B 2, torej iz nizkoogljičnega, z borom legiranega jekla, medtem ko je bila žica št. 2 kvalitete QSt 36-3, iz jekla torej, ki ima zaradi nizke vsebnosti ogljika, silicija in žvepla povečano sposobnost preoblikovanja v hladnem. Obe žici sta bili ustrezno sferoidizacijsko žarjeni, saj njuno mikrostruktu- 20 10 i Jtev lice oznaka jekla max. enakomerni raztezek eu xK)0v7. eu 1 22 B2 20 0,182 2 OSt 36-3 22 0,19« 3 ČSN11320 10 0,095 4 JMP 10 4.5 o.ou 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 Raztezek e x 100 V. Slika 4. Rezultati nateznega preizkusa štirih preiskanih žic iz mehkih jekel Fig. 4 Results of the tensile tests with four tested soft-steel wires področje intenzivne plastične deformacije ro sestavlja feritna matica, v kateri je enakomerno razporejen zrnati cementit. Žica št. 3 je bila deklarirana kot kvaliteta ČSN 11320 (po Češkoslovaškem standardu), žica št. 4 pa je bila iz domačega jekla, ki nosi oznako JMP 10. Obe žici sta bili torej izdelani iz nizkoogljičnega nele-giranega jekla, JMP 10 ima tudi zelo nizko vsebnost silicija. Vendar pa žici št. 3 in 4 nista bili sferoidizacijsko žarjeni, mikrostrukturo zato sestavlja feritna matica z otočki lamelarnega perlita. Rezultati nateznih preizkusov vseh štirih preiskanih žic so zbrani v tabeli I, poleg tega pa še v diagramu na si. 4. Omenimo naj, da je bil premer vseh štirih žic enak, namreč 012,45 mm. Iz značilnih oblik inženirskih diagramov sila—raztezek, prikazanih na sliki 4, lahko zaključimo, da sferoidiza-cija cementita ter sočasno siromašenje ferita z ogljikom vodi k povečanju maksimalnega dosegljivega enakomernega raztezka ter zmanjšanju trdnosti jekla. Skladno z enačbo (7) se zato poveča eksponent deformacijskega utrjevanja. Tabela I: Rezultati nateznih preizkusov žic Štev. Oznaka žice jekla Meja plasti Natezna trdnost čnosti k,___2 N™-2 Nmm Max. enakomerni raztezek eu x 100 eu % 1 22 B 2 354 419 20 0,182 2 QSt 36-3 293 345 22 0,198 3 ČSN 11320 381 452 10 0,095 4 JMP 10 481 558 4,5 0,044 800 700 600 | 500 tn 400 o o 200 100 4 1 štev žice oznaka jekla C (Nmm"2) n 1 22 B 2 685,4 0.182 2 OSt 36-3 579.5 0.198 3 ČSN 11320 621.6 0,095 4 JMP 10 669.0 0,044 0.2 1.2 0.4 0,6 0,8 1.0 Prava deformacija e Slika S. Krivulje tečenja izračunane na osnovi rezultatov nateznega preizkušanja žic Fig. 5 Yie!d stress curves calculated from the results of tensile tests vvith vvires Slika 6. Krivulje tečenja izračunane na osnovi rezultatov diskontinuira-nih tlačnih preizkusov žic Fig. 6 Vield stress curves calculated from the results of discontinuous compression tests vvith vvires V diagramu na si. 5 so prikazane krivulje tečenja preiskanih žic, izračunane na osnovi rezultatov nateznih preizkusov, upoštevajoč enačbe (7), (9) in (12). Ob tem je potrebno omeniti, da so bile krivulje tečenja v diagramu na sliki 5 izračunane z upoštevanjem le ene same točke (Pmax, ej inženirskega diagrama sila—raztezek, saj je s to karakteristično točko določena tako trdnost jekla, kot tudi meja enakomernega raztezka. Za primerjavo so v diagramu na si. 6 prikazane še krivulje tečenja istih žic, tokrat dobljene s pomočjo diskon-tinuirnega tlačnega preizkusa, po metodologiji, ki je že dolgo v rabi11. Tok krivulj je enak onemu s slike 5, enako je tudi zaporedje žic, namreč njihov medsebojni položaj v diagramu. Podobnost obeh diagramov najbolje dokazuje, da za izdelavo krivulj tečenja poleg diskontinuirne-ga tlačnega preizkusa enako dobro lahko uporabljamo tudi natezni preizkus. Pri žicah drobnega premera je na-tezni preizkus sploh edini mogoč. Manjša odstopanja med obema diagramoma so pa posledica eksperimentalnih napak, ki se vedno pojavljajo, neodvisno od uporabljene metodologije. V tej zvezi naj navedemo le še, da za določevanje krivulj tečenja ni priporočljivo uporabljati kontinuirnega tlačnega preizkusa. Pri kontinuirnem tlačenju se namreč rada pretrga teflonska folija na kontaktnih površinah, kar pripelje do spremenjenih pogojev trenja v teku preizkušanja. Zato dobimo popačenje rezultatov, največkrat previsoke eksponente deformacijskega utrjevanja. 3.2 Določevanje lomne žilavosti jekla Za določevanje lomne žilavosti smo izbrali jeklo za poboljšanje vrste Č.4734. Iz plošče, debeline 25 mm, 0 O) 01 oznaka jekla (Nmm"2) 22 B2 OSt 36-3 ČSN11320 JMP*) Q0606 0,2 0/ 0,6 0,8 1,0 Prava deformacija e smo izdelali nekaj standardnih CT-preizkušancev, debeline 18 mm, ter nekaj cilindričnih nateznih preizkušancev, premera 10 mm. S kaljenjem v vodi ter popuščanjem pri 360°C je bila dosežena meja plastičnosti 1300 Nmm-2 ter trdnost jekla približno 1500 Nmm-2. Kontrola merjenja trdote čez presek CT-preizkušanca so pokazala, da je kaljivost izbranega jekla zadostna ter je dosežena enovita mikrostruktura popuščenega martenzita preko vse debeline geometrijsko različnih preizkušancev. Merjenje lomne žilavosti, skladno s proceduro BS 544712 oziroma ASTM E 399-74'3, je bilo opravljeno na Inštitutu za metalne konstrukcije v Ljubljani, rezultati merjenja pa so v obliki računalniškega izpiska prikazani v tabeli na si. 7. Dosežena pogojna vrednost KQ, ki je bila pri izbrani debelini CT-preizkušancev kar enaka lomni žilavosti jekla K|0, znaša 56,57 MNm~3/2. Rezultati nateznega preizkusa, ki je služil za določevanje lomne žilavosti po Hahn-Rosenfieldu, so zbrani v tabeli na si. 8. za ilustracijo pa je na si. 9 prikazan še inženirski diagram napetost-deformacija tega nateznega preizkusa. Začetni premer nateznega preizkušanca je bil, kot rečeno, 10 mm; premer s kontrakcijo zoženega dela preizkušanca v trenutku loma pa je bil 7,2 mm. Z uporabo enačbe (18) dobimo zato za pravi lomni raztezek e, vrednost: PROOF STRESS RESULTS - RUN NUMBER 8 e, = ln 78,53 40.71" 0,657 K 1 C -- ASTM STANDARDS IN ITI AL CRACK LEN6TH I n11 x a 1 Crack Length FINAL CRACK LENGTHS at 25X Thickness at 50X Thickness a t 75Z Thicknes5 Minimum Crack Langth Surface 1 Crack Length Surface 2 Crack Length CRACK PLANE Accepted Slika 9. Inženirski diagram napetost—deformacija nateznega preizkusa visokotrdnega jekla Č.4734 Fig. 9 Engineering stress-elongation curve of tensile test vvith the highstrength Č.4734 steel Iz tabele na sliki 8 dobimo za maksimalni enakomerni raztezek eu (strain at UTS) vrednost 3,04 %. Z enačbo (9) izračunamo maksimalni pravi enakomerni raztezek eu: £u = ln (I + 0,0304) =0,0299, ki je, upoštevajoč enačbo (7), enak eksponentu defor-macijskega utrjevanja n. Iz tabele na sliki 8 odčitamo še modul elastičnosti E, ki znaša 2,07-105 Nmm-2 ter mejo plastičnosti (2nd Proof Stress Point), ki je enaka 1,28-103 Nmm-2. Na osnovi vseh navedenih vrednosti dobimo, upoštevaje enačbo (21) za K,c: 657 ■ 0.02992 ■ 2,07 ■ 105 ■ 1,28 • 103 K,c = 50,9 MNm -3/2 Izračunana vrednost predstavlja najnižjo med tremi, s Hahn-Rosenfieldovo korelacijo določenimi vrednostmi, saj smo namerili tudi 54,1 MNm-3'2, kar je nedvomno bli- zu standardni vrednosti 56,57 MNm-3'2. Pri jeklih z visoko trdnostjo ter zato relativno nizko žilavostjo lahko torej dovolj natančno ocenimo lomno žilavost K,c že na osnovi nateznega preizkusa. Pri manj trdnih, a bolj žilavih jeklih pa je ujemanje slabše, zato moramo v takšnih primerih določati lomno žilavost K|C po veljavnih standardih1213. 4 ZAKLJUČKI Eksperimenti, opravljeni na osnovi analize nateznega preizkusa, potrjujejo, da poleg običajnih mehanskih lastnosti jekla (meja plastičnosti, trdnost, povprečni enakomerni raztezek ter kontrakcija) lahko z nateznim preizkusom razmeroma enostavno določimo še krivulje tečenja jekla, pa tudi lomno žilavost jekla z visoko trdnostjo. Krivulje tečenja so pomembne pri mehkih jeklih s povečano sposobnostjo preoblikovanja v hladnem, saj njih poznavanje daje tehnologom možnost eksaktnega pristopa k reševanju zahtevnih problemov tehnologije plastičnega preoblikovanja. Žal natezni preizkus ne odkrije z zadovoljivo selektivnostjo morebitnih napak v materialu, zato moramo za tehnološki preizkus preoblikovalnosti, na primer žice, še vedno uporabljati tudi krčilni preizkus (Stauchversuch). Pri jeklih z visoko trdnostjo ter relativno nizko žilavostjo lahko natezni preizkus uspešno uporabimo za določevanje lomne žilavosti po Hahn-Rosenfieldu. Ta ugotovitev postane pomembna za prakso tedaj, ko so debeline strojnih delov in konstrukcij premajhne, da bi bil pri merjenju lomne žilavosti na iz njih izdelanih preizkušancih izpolnjen pogoj ravninskega deformacijskega stanja. Zanimivo je, da pri določevanju obeh, sicer povsem različnih značilnosti jekla — namreč preoblikovalne trdnosti ter lomne žilavosti jekla — postane pomemben dosegljivi enakomerni raztezek eu, ki je enak eksponentu deformacijskega utrjevanja jekla. Pri merjenju lomne žilavosti moramo sicer upoštevati še tudi dejanski lomni raztezek e,, ki pa ga na posredni način vključuje že kontrakcija jekla. Vsekakor je na osnovi vsega povedanega smiselno beležiti zlasti maksimalni dosegljivi enakomerni raztezek, saj predstavlja pomembno lastnost materiala. Ne nazadnje predstavlja maksimalni enakomerni raztezek mejo dosegljive plastične deformacije pri enoosnem natezanju, ta deformacija pa je v določeni soodvisnosti z dosegljivimi deformacijami tudi pri drugačnih napetostnih stanjih, tj. pri drugačnih načinih preoblikovanja. LITERATURA 1. M. Marinček: A rational limit Stated Design Philosophy for Metal Structures, Proceedings of the International Conf. on Steel and Aluminium Structures, Cardiff, 8. to 10. July 1987 2. M. Marinček: Tension and Bend Testing of Aluminium has to be improved, Proceedings of the Third International Conf. on Aluminium VVeldments, Munich, F. R. G., 15. to 17. April 1985 3. M. Marinček: Čvrstoča i žilavost osnovnog metala, metala šava i zone uticaja toplote, Zbornik letne škole Mehanika loma zavarenih spojeva, Arandelovac, 25.-29. junij 1984, str. 43—64 4. P. Ludwik: Elemente der technologischen Mechanik, 32, 1909. Berlin, J. Springer 5. J. H. Hollomon: Trans AIME, 1945, 162, 268—290 6. G. T. Hahn, A. R. Rosenfield: Sources of Fracture Tough-ness — the Relation betvveen Klc and the Ordinary Tensile Properties of Metals, Applications Related Phenomena in Titanium Alloys, ASTM STP 432, 1968, 5-32, Philadelphia 7. W. W. Gerberich: Plastic Strains and Energy Density in Cracked Plates, Part I, Experimental Mechanics, Vol. 4, 1964, 335 8. H. L. Evvalds, R. J. H. Wanhi1l: Fracture Mechanics, Edvvard Arnold Ltd., London 1984 9. F. A. McClintock: A Criterion for Ductile Rupture, povzeto po viru (6) 10. J. N. Robinson, A. S. Tetelman: The Determination of K,c Va-lues from Measurements of the Critical Crack Tip Opening Displacement at Fracture Initiation, Paper 11-421, Third International Conf. on Fracture, Munich 1973 11. K. Kuzman: Uporabnost tlačnega preizkusa za ugotavljanje nekaterih preoblikovalnih lastnosti jekel. Zbornik VII. Savj. proizv. maš., Novi Sad, 1970 12. ASTM E 399—74: Standard Method of Test for Plane Strain Fracture Toughness of Metallic Materials, ASTM Standards, Part 10, 505-524 13. BS 5447: Methods of Test for Plain Strain Fracture Toughness (KJ of Metallic Materials, British Standards ZUSAMMENFASSUNtj Neben der ublichen mechanischen Eigenschaften der Stahle kann man mit dem Zugversuch noch die Verformungsfestig-keit bestimmen, d. h. die Fliesskurven von weichen Stahlen mit grosserer Verformungsfahigkeit im Kalten Zustand, mit der Anvvendung der Hahn-Rosenfield Korrelation aber auch die Bruch-zahigkeit hochfester Stahle. Zur Berechnung beider sonst ganz verschiedener Eigenheiten von Stahl, namlich der Verfor- mungsfestigkeit und der Bruchzahigkeit ist es notig, die maxi-mal erreichbare Dehnung e„ zu kennen, die gleich dem Expo-nenten der Verformungsverfestigung von Stahl ist. Da die auf diese Weise definierte Dehnung auch die Grenze der plasti-schen Verformung bei einachsiger Zugbelastung bestimmt, so kann man sie fur eine der vvichtigsten plastischen Eigenschaften von Stahl uberhaupt betrachten. SUMMARY Beside the standard mechanical properties of steel also yield strength, i. e. true stress-strain curves or yield stress curves of soft steel vvith the increased cold workability can be determined by the tensile test, applying the Hahn-Rosenfield correlation. Even fracture toughness of highstrength steel can be determined in this way. To evaluate the both steel characteristics vvhich are entirely different, i. e. yield stress and fracture toughness, the maximal attainable uniform elongation eu must be obtained, and it is equal to the strain-hardening exponent for steel. Since thus de-fined elongation determines simultaneously also the limit of attainable plastic deformation in uniaxial tension, it represents one of the most important plasticity characteristics of steel at ali. 3AKflKDMEHHE pflflom c ycnOBHblMM MexaHMH8CKMMM CBOfiCTBaMM CTa/iefi mo>kho nerKO c ncnbiTaHneM HaTH>K6HHR onpenemib Tatone ne-OpMai4MOHHyiO TBepflOCTb t. e. KpMByK> >KMflKOTeKyM6CTkt MSr-kmx coptob CTanefl c yBe/imm6hhom cnocoČHocTbKD npeo6pa30-BaHMR B x0/10flh0m COCTOHHHM, C npMM8HeHHeM KOppe/lHLlMM Hahn-Rosenfield, a TaK» MMerb Ma-KCMMa/ibho© paBHOMepHoe pacTn>kehme eu, KOTopoe cootbst-CTByeT nona3aTeJiK> ,aeopMauMOHHOMy ynpoHHeHMK> ciam. TaK Kan TaK m m 06pa30M onpeaeneHne pacTH>KeHMfl onpe,qe/iHeT TaK->ne rpaHHLiy ruiacTMMecKoii fleopMaunn ripn oahoochom Ha npq>KeHMK3, ero mo>kho npuHHTb 3a oaho M3 maBHbix npMMe^a-TenbHblX n/iaCTMH6CKMX cbomctb CTa/iei* C o6mePi T04KM 3peHHfl.