• Ei tuloksia

Murtumamekaanisella kokeella on tarkoitus selvittää kyseisen suur- lujuusteräksen murtositkeysarvo. Jos murtositkeysarvoa K^c ei

pystytä määrittämään (ainespaksuus liian pieni), määritetään sä­

rön kriittinen avauma. Molemmat suureet on tarkoitus määrittää kolmessa eri lämpötilassa. Koesauvoj en mitat valitaan siten, että ne vastaavat todellisia ainespaksuuksia käytännössä. Jos taso- muodonmuutostila ei toteudu ко. ainespaksuuksilla mahdollisessa käyttölämpötilassa, voidaan särönavauman avulla määrittää kriit­

tinen särön pituus.

Koko työn tarkoituksena on saada selville kriittinen särön pi­

tuus ко. teräkselle jännitystason funktiona. Lentokoneenrakennuk­

sessa käytetään yleensä suurimpana sallittuna jännityksenä jänni­

tystä 0.8a . Todellinen jännitystaso ко. kappaleessa määrite-ys

tään toisessa tutkimuksessa.

Murtositkeysarvon määritys tasomuodonmuutostilassa on standardi soitu sekä ASTM:n standardin/28/ että englantilaisen standardin avulla. Tässä työssä käytetään hyväksi englantilaista standardi ehdotusta /34/, mihin myös varsinainen standardi pohjautuu.

Kokeissa voidaan käyttää joko kolmipistetaivutussauvaa tai CTS- (compact tension specimen) sauvaa. Kuvassa 55 nähdään koesauvo- j en päämitat.

B=W/2 W kolmipiste

tcivutussauva

W=2B W-a=B

Kuva 55. Kjc~kokeen standardisauvoj en päämitat/31/.

Alkulovena käytetään ensin työstettyä ja sitten väsytettyä lovea jolloin särön kärki saadaan mahdollisimman teräväksi. Jotta taso muodonmuutostila vallitsisi kappaleessa, vaaditaan , että

KIc 2 в >

ys

Tämä ehto määrittelee sen, että plastinen alue särön kärjessä ei ole liian suuri.

Itse koe tapahtuu voima-avauma mittauksena, kun sauva painetaan kasvavalla kuormalla poikki. Kokeessa saadaan kuvan 56 mukaisia käyriä. Murtositkeys K^c on lasketun murtositkeyden arvo, jos Kq täyttää kaikki standardissa määrätyt ehdot. Jännitysintensi­

teetin lausekkeet standardisauvoille ovat melko monimutkaisia ja ne voidaan esittää yksinkertaistettuna seuraavasti :

KI =

BW1/2 Y, missä Y = f(-^-) P = kuorma

(45)

Funktion Y arvot on taulukoitu (-^-) : n arvoilla 0.4 5♦O . 5 5 sekä kol- mipistetaivutus- että CTS-sauvoille. Varsinaisen kokeen yhtey­

dessä tarkastellaan lähemmin niitä pätevyysehtoja, mitkä kokeen ja koekappaleiden tulee täyttää, jotta saataisiin päteviä K^c ar­

voja.

voima

i

avauma

Kuva 56. Erilaisia voima-avauma käyriä sitkeydestä riippuen KT kokeessa /1/.

Ie

4.2 Koemenetelmä kriittisen särönavauman määräämiseksi

Kriittisen särönavauman mittausta eli COD- (Crack Opening Displace ment) koetta käytetään silloin, kun särön kärkeen syntyy suuria plastisia alueita ja K^c koetta ei voida käyttää, tai koekappaleet tulisivat hankalan suuriksi. COD-koe soveltuu käytännön rakentei­

den tutkimiseen, jolloin tasomuodonmuutostila ei toteudu. COD-ko- keessa ei koesauvan mitoille aseteta samanlaisia vaatimuksia kuin KT kokeessa. Käytännössä kuitenkin käytetään samanlaisia

kolmi-pistetaivutussauvoja kuin K^c kokeen standardi määrää. Myös poikkileikkaukseltaan neliönmuotoisia taivutussauvoja voidaan käyttää/35/. COD-kokeessa saadaan voima-avauma käyriä kuvan 57 mukaisesti. Käyrien avulla määritetään särön kriittinen avauma

voima P

maks.

avauma V

Kuva 57. Voima-avauma käyriä COD-kokeessa. Mitattua kriittistä avaumaa qc käytetään öc:n laskemisessa /35/.

Seuraavat kaavat 6c:n laskemiseksi perustuvat teoreettisiin tar­

kasteluihin. Teoria edellyttää plastisen deformaation tapahtuvan ns. saranamekanismilla kuvan 58 mukaisesti. Kuvassa 58 nähdään särön geometrinen malli. Avauma muodostuu elastisesta ja plasti­

sesta osasta. Rotaatiotekijälle r on teoriassa otettu arvo 0.45.

Teorian mukaan sauva taipuu rotaatiopisteen ympäri. Kuvassa 58 rotaatiopiste sijaitsee etäisyydellä r(W-a) särön kärjestä.

työstet

Kuva 58. Särön geometrinen malli COD-kokeessa /35/.

Tämän teorian' mukaan kriittinen avauma lasketaan kaavasta

6c

_5c_____________ _ 1+{(a+z)/r(W-a)}

Parempaan tulokseen kriittisen avauman laskemisessa päästään

kuitenkin seuraavilla kaavoilla, missä otetaan huomioon rotaatio- pisteen siirtyminen avauman kasvaessa/35/:

0.45(W-a)

0.45(W-a) q 2E

б =---2--- Y (47)

c 0.45W+0.55a+z 4yaysW(1-v ) 2ya W(1-v2)

kun q <---- У -A- ---h

Vakion y arvot on taulukoitu standardissa (a/W): n funktiona ja muiden symbolien merkitys selviää kuvista 57 ja 58.

Kokemuksen perusteella on'päädytty yksinkertaiseen kaavaan 6c: n laskemikseksi sauvoille, joiden paksuus yltää aina 50 mm:n saakka.

Tämä kaava antaa hyviä arvoja välillä 0.0625 mm<6c<0.625 mm.

Kriittinen avauma lasketaan tämän mukaan kaavasta /35/:

6 = ,(W~a) (48)

c W+2a+3z

rotaatiotekijällä vakioarvo 1/3

4.3.1 Koesauvojen materiaali ja koesauvojen valmistus

Jo edellä esitettiin analyysi- ja lujuustiedot tästä tutkittavas­

ta materiaalista, suurlujuusteräksestä 30 HGSNA. Materiaalia si­

nänsä oli käytettävissä melko vähän, ainoastaan yksi jo käytöstä poistettu kappale. Tulosten luotettavuuden kannalta oli hyvä, et­

tä koesauvat valmistettiin samanlaisesta kappaleesta, missä kriit tinen särön pituus halutaan määrittää.

Ensimmäiseksi suoritettiin kappaleen sahaus pienemmiksi palasik­

si ja tämän jälkeen aihiot työstettiin sauvoiksi jyrsinkoneella.

Vaikeuksia tuotti materiaalin työstettävyys, sillä lujuus ja

ko-_2

.

vuus ovat melko korkeita, a =1390 MNm ja HRC-kovuus n. 49 . Tavallisesti menetellään tällaisia suurlujuuksisesta materiaalis­

ta olevia sauvoja valmistettaessa siten, että sauvat työstetään ja lovet koneistetaan ja väsytetään pehmeässä tilassa. Sen jäl­

keen valmiiksi työstetyt sauvat lämpökäsitellään tutkittavaan ti­

laan, ja näin vältytään työstövaikeuksilta.

Tässä tapauksessa kuitenkin lämpökäsittelyssä olisi saattanut esiintyä vaikeuksia, koska tarkkaa sammutuslämpötilaa ei ole saa­

tavilla (sammutuslämpötila 200-280*0. Kokeilemalla olisi joudut­

tu hakemaan oikea lämpökäsittelyohjelma ja materiaalin vähyyden

vuoksi ei tähän ryhdytty.

Kaikkiaan valmiita työstettyjä sauvoja saatiin yhdeksän kappa­

letta, kuva 59. Saatavissa oleva materiaali käytettiin mahdolli­

simman tarkasti hyväksi. Sauvat olivat tyypiltään kolmipistetai- vutussauvoja, sillä ko. sauvatyyppi soveltuu sekä K^c:n että COD:n määräämiseen.

Kuva 59. Valmiit koesauvat.

aluksi työstettyä ja sitten väsytettyä lovea. Kuvasta 60 ja tau­

lukosta 12 nähdään sauvojen ja lovien mitat. liität eivät ole tark ko ja todellisia mittoja, vaan standardin määräämiä ..mittoja.

Todelliset mitat ovat kyllä standardin määräämissä rajoissa.

Kuva 60. Taivutuskokeessa käytetty kolmipistetaivutussauva.

Taulukko 12. Taivutussauvojen mitat.

Sauvan n& В W S N 1 a sauvatyyppi 1 11 22 88 41 . 5 9 11 suorakaide 2 11 22 88 <1 . 5 9 11 suorakaide

3 11 22 88 41.5 9 11 suorakaide

4 11 22 88 <1 . 5 9 11 suorakaide 5 11 22 88 41 . 5 9 11 suorakaide

6 9 1 8 72 41.5 7 9 suorakaide

7 22 22 88 41.5 3 6.5 neliö

8 20 20 80 41.5 3 6 neliö

9 1 8 1 8 72 41.5 2 5.5 neliö

kaikki mitat millimetrejä

Sauvoja oli poikkileikkaukseltaan siis kahdenlaisia, sekä suora­

kaide- että neliösauvoja. Standardien mukaan voi käyttää molempia K, :n ja ô :n määräämiseen.

Ie c

Koska alkuloven maksimileveys sai olla ainoastaan 1.5 mm, pää­

dyttiin ■loven työstössä kipinätyöstöön. Tätä varten oli ensiksi valmistettava työkalu, minkä avulla lovet työstettiin. Tärkeää on, että väsytetty lovi ulottuu kipinätyöstössä syntyvän muutos- vyöhykkeen läpi. Muutosvyöhykkeen paksuus hievalokuvasia mitat­

tuna on n. 0.02 mm.

Seuraavana esitetään standardien /34,35/asettamia pätevyysvaati­

muksia sauvojen ja lovien mitoille ja alkuloven väsytykselle:

Sauvan paksuuden В ja loven syvyyden a tulee olla vähintäin

KIc 2

В ,a > 2.5 (-^-)z ys

jotta Kjc voidaan määrittää. Tätä ehtoa ei kuitenkaan voi tarkis­

taa vasta kuin kokeiden suorituksen jälkeen, jolloin KIc on jo määritetty. Siksi on annettu suositeltavat pituudet a:lie ja B:lie

suhteen о /Е mukaan. Särönavauman 6 mittausta ei edellä oleva ys

ehto kuitenkaan koske.

Voidaan käyttää sekä B*B että Bx2B sauvoja.

Särön leveys N ei saa olla suurempi kuin 1/16W, tai jos W<2 5 mm, niin N , on 1.5 mm.

maks

Jotta väsytyssärö alkaisi edetä tasaisesti, on työstetyn loven pohjan leveyden oltava <0.15 mm tai pyöristyssäteen <0.1 mm.

Työstetyn loven syvyys 1 = (a-1.75mm)maks suorakaidesauvoille, kun B<1 3 mm.

Vastaavasti neliö sauvai le ijna]<g = (a-2.5mm), kun B>13 mm.

Loven väsytyksessä pitää jännitysintensitееtin olla Kf < 0.63aysB

1/2

jotta tasomuodonmuutostila vallitsisi väsytyksen aikana. Toisaal ta standardin /34/ mukaan < 0.67 K^c.

Jos lopullinen koe suoritetaan lämpötilassa T^ ), niin

Jännitysintensiteetti väsytyksessä on

mistä voidaan laskea väsytysvoima Pf.

Alkusärön (työstetty ja väsytetty) kokonaispituus a tulee olla suorakaidesauvoilla 0.45W<a<Q.55W ja neliösauvoilla 0.25W<a<0.35W.

Särön todellinen mitta lasketaan vasta kokeen suorittamisen jäl­

keen sauvan murtopinnasta, kuva 61.

Kuva 61. Särön pituuden mit taus.

W

Kuormitusemplitudin "tulee vä s y "t yks en eikene olle riittävän suuni ; Kfmeks'Kfmin> 0 *9Kfmeks

Tässä esitetyt pätevyysveetimukset ovet tärkeimpiä ehtoje, suu- rimmeksi oseksi stenderdin /35/ mukeen. COD-stenderdie (ehdotuste) käytettiin, koske ei oltu etukäteen vermoje seedeenko ko. eines- peksuuksille päteviä Kjc ervoje.

4.3.2 Alkulovien väsytys

Alkulovet väsytettiin meterieelitekniiken leboretorion 160 kN:n

Schenk-

väsytyspulseettorille kolmipisteteivutuksesse teejuudelle 35 Hz. Väsytyskuormen meksimi- je minimiervot määräytyvät stenH derdin /35/ mukeen kuten edellä jo on esitetty. Kuitenkin käytet­

tiin pienempiä Рта^8 arvoje kuin mitä stenderdi sellii, teuluk- ko 13.

Teulukko 13. Väsytyskuormen meksimi- je minimiervot.

Seuve Pmeks.» kN P . ,kN mm. ’

11X22 6.5 0.65

9x1 8 4.5 0.45

22X22 1 5 1 .5

20X20 1 3 1 . 3

1 8 X18 11 1 .1

Käytetyt väsytysvoimat olivat erittäin pieniä väsytyskoneen ka­

pasiteettiin nähden. Kuormanvaihtolukuja ei huomioitu väsytyk- sessä, mutta yleensä ne olivat n.-1 50000 kuormanvaihtoa särön saavuttaessa lopullisen mittansa. Särön kasvua seurattiin stereo mikroskoopilla sauvan sivulta. Särö näkyi väsytyksen aikana hy­

vin, kun sauvaa valaistiin läheltä. Väsytyssärön selvä etenemi­

nen johtui osaksi käytetyn materiaalin suuresta lujuudesta. Vä- sytysvoiman pienuuden vuoksi kuormanvaihtolaskuri ei toiminut suorakaidesauvoja väsytettäessä.

4.3.3 Taivutuskoe

Taivutuskokeessa valmiiksi työstetty ja lovettu sauva taivutet­

tiin poikki kasvavalla kuormalla. Särön avauma mitattiin sauvan pinnalta avauma-anturin avulla. Tulostus tapahtui x-y piirturil­

la, missä x-akselille tulee avauma V ja у-akselille voima P.

Kuvasta 62 nähdään taivutuskokeen koejärjestely.

Voiman P mittauksessa käytettiin Bofors'n 10 kN:n voima-anturia.

Avauma V mitattiin, kuormituksen kasvaessa tasaisesti, sauvaan kiinitettävien satuloiden kärkien välistä. Avauma-anturin kalib­

rointi tapahtui mikrometrillä joka kolmannen kokeen jälkeen.

Voima-anturin kalibrointi suoritettiin kerran päivässä, tai aina kun sauvakoko muuttui. Koska osa sauvoista taivutettiin poikki huoneenlämpötilaa alhaisemmissa lämpötiloissa (n.-25 °C ja n. -50 *C) täytyi sauvaa ja samalla avauma-anturia jäähdyttää.

Sauva, avauma-anturi paikallaan, asetettiin eristettyyn laatik­

koon, mihin laskettiin kontrolloidusti nesteilmaa. Saúvaan kii- nitettiin rauta-konstanttaani termoelin, mikä ohjasi piirturia.

•avauma-anturi vetokone

kuorma P

mittasilta 1 voiman mittaus

mittaus lämpötilan

mittasilta 2 avauman mittaus

avauma V

Kuva 62. Taivutuskokeen koejärjestely.

Piirturin avulla taas voitiin ohjata nesteilman virtausta ja näin saatiin haluttu lämpötila pysymään vaaditun ajan sauvan ympärillä. Standardin mukaan sauvan tulee olla koelämpötilassa 20 sekuntia yhtä sauvan paksuusmillimetriä kohti.

Standardin /35/ mukaan koe tulee suorittaa aikavälillä 30s...

5min., kun taas standardi /34/ määrittelee jännitysintensitee-tin K nousunopeuden kokeen aikana välille 33..,165 MNm /min-3/2

4.4 Koetulosten laskenta

Tarkoituksena on laskea jännitysintensiteettitekijä Kq sekä särön kriittinen avauma 6 . Avauman arvosta <5 voidaan laskea

c c

kriittinen särökoko tietyllä jännitystasolla vaikkakaan ei saa taisi yhtään pätevää K^c arvoa. Jos päteviä KjQ arvoja saadaan niin kriittistä särönavaumaa ei lasketa.

Jännitysintensiteettitekijä kolmipistetaivutussauvalle saadaan yhtälöstä :

Kn = PQ * -f (a/W 1 , Ч в

missä f (a/W) = 2.9 (a/W)'* ^2 4.6 (a/W)3^2 + 21 . 8 (a/W) ^^2 -37.6(a/W)7/2 + 38.7(a/W)9/2

Lausekkeen f(a/Wl arvot on valmiiksi taulukoitu (a/W):n arvoil­

la 0.25-0,55 .

Taivutuskokeessa saatiin tuloksena kuvan 63 kaltaisia P-V käy­

riä

voima P maks.

P ■ B.

avauma V

Kuva 63. Tyypillinen P-V käyrä teräkselle 3Ó HGSNA.

Käyrältä määrätään voima Pq, mitä tarvitaan KqZn laskemisessa, muut suureethan kaavassa ovat tunnetut. Pq saadaan piirtämällä voima-avauma käyrälle tängentti OA ja sekantti OPj. , minkä kul­

makerroin on 5% pienempi kuin tangentin OA. Saaduista P-V käy­

ristä voitiin jo päätellä , että plastisoitumista tapahtui mel­

ko paljon. Hauraalla materiaalillahan voima-avauma käyrä ennen murtumaa on melko suora (käyrätyyppi III kuvassa 56),

Jotta plastisoitumista ei tapahtuisi liiaksi, ja saataisiin pä­

teviä Kjc arvoja, on standardissa /34/ määritelty voimien P^g

ja Pq suhde. Tämä suhde täytyy olla Ртакд/Рд < 1,10 .

Jos. edellä oleva ehto toteutuu, voidaan käyttää lineaariselas- tisen murtumamekaniikan kaavoja ja laskea K^,

Taulukossa 14 on esitetty jännitysintensiteetin arvot, sau­

vojen ja lovien todelliset mitat, jännitysintensiteetin arvot väsytyksessä, taivutuskokeen lämpötila ja К^;п laskennassa käy­

tetty voiman arvo Pg.ja kriittinen avauma 6C kaavoilla 46 ja 47. Särön kriittisen avauman laskennassa käytetään siis mak­

simivoimaa vastaavaa mitattua avaumaa qc. Todellisuudessa mitat tuna avaumana q tulisi käyttää sitä avauman arvoa, millä murtu ma ydintyy ja lähtee liikkeelle. Ydintymishetken määrittelemi­

nen on kuitenkin vaikeaa silloin kun murtuma ydintyy ja lähtee liikkeelle P-V käyrän tasaisesti nousevalla osalla. Suhteelli­

sen haurailla aineilla ei q :n määritteleminen kuitenkaan tuo- ta vaikeuksia, koska ydintymistä seuraa särön epästabiili kasvu

Taulukko 14 seuraavalla sivulla.

CM CO CM tí- со

X—

4.5 Koetulosten tarkastelu ja koetulosten pätevyys

Tarkastellaan aluksi tulosten pätevyyttä. Sauvojen ja lovien mi­

tat ovat standardien mukaiset, paitsi sauva 1, millä väsytyssä- rön pituus koko murtopinnan leveydellä poikkesi liiaksi standar­

din vaatimuksesta. Väsytyssärön pituudet a25 , a75 ja a^Q (kuva 61) eivät saa poiketa toisistaan enempää kuin 0.025W.

Jännitysintensiteetin arvo väsytyksessä on kaikilla sauvoilla standardien /34,35/ mukainen koelämpötilan vaikutus huomioiden.

Voima-avauma käyrien muodosta jo voitiin päätellä, että plasti- soitumista tapahtuu melko paljon ennen särön epästabiilia kas­

vua. Niinpä rajoittavaksi tekijäksi Kg arvojen pätevyydelle tu­

li voimien P , /Рл- suhde, mikä standardin mukaan tulee olla maks Ç

pienempi kuin 1.10, jotta jännitysintensiteetin arvo Kg voidaan hyväksyä murtositkeysarvoksi K^c. Kuitenkin päteviä K^c arvoja saatiin riittävä määrä.

Tämän jälkeen voitiin todeta, että sauvojen mitat olivat riittä- vät ehdon B' > 2.5(К^с/Сту5 ) mukaan.

Koska saatiin päteviä K^c arvoja, ei avauman 6c arvoja tarvita kriittisen särön pituuden laskemisessa.

Kuvassa 64 on esitetty jännitysintensiteetin Kg arvoja lämpöti­

lan funktiona. Kuvaan on myös merkitty pätevät K^c arvot.

210 220 230

-30 -20

Kuva 64. Jännitysintensiteetti Kq ja murtositkeys Kjc lämpö­

tilan funktiona teräkselle 30 HGSNA.

Suurlujuusteräksen 30HGSNA murtositkeys näyttää riippuvan läm­

pötilasta hyvin vähän tai ei juuri ollenkaan tarkastellulla lämpötilavälillä. Lämpötilaväli on melko suppea, jos sitä ver­

rataan yleensä tutkimuksiin terästen murtositkeyden riippuvuu­

desta lämpötilasta. Ko. lämpötilaväli vastaa kuitenkin mahdol­

lisia käyttölämpötiloja, mihin koneen osa joutuu.

Päteviä Kjc arvoja ;n suhteen saatiin sauvoille 1, 3, - 3 / 5, 6 ja 8. Murtositkeysarvo huoneenlämpötilassa on n. 80 MNm ja alarajana koko tutkittavalla lämpötilavälillä K^c arvolle voidaan pitää arvoa 75 MNm”^^. Tätä arvoa käytetään K^c arvona

laskettaessa kriittistä särön pituutta. Kriittisen särönavauman arvot riippuvat sauvakoosta, joskin 11x22 sauvoilla saadaan samansuuntaisia arvoja kuin arvot ovat.

Seuraavissa kuvissa esitetään neljän eri taivutussauvan murto- pinnat.

Kuva 65. Murtopinta sauvalle Kuva 66. Murtopinta sauvalle 4.

numero 3. Lämpötila 225 K, Lämpötila 224 K, suurennus 5x.

suurennus 5y.

Kuvia verrattaessa nähdään rakenteen suuntaisuus, millä ei koe­

tulosten mukaan ole vaikutusta K^c arvoihin.

Kuva 67. Murtopinta 18x18 sauvalle. Lämpötila 248 K, suurennus 5x. Leikkaushuulet sauvan sivulla osoittavat tasojän­

nitystilaa taivutuksen aikana.

seen kuvaan, nähdään rakenteen suuntaisuusero. Suu­

rennus 5*. Lämpötila 247 K.

4,6 Kriittinen särön pituus teräkselle 30 HGSNA

Kriittisen särön pituuden laskemiseksi tälle materiaalille tar vitsemme kuormitustilanteen, vaikuttavan jännityksen, myötölu- juuden ja särön geometrian murtositkeysarvon lisäksi.

Pintasärölle on kriittinen koko :

(-

4

Q kr-) 1 .21 TT (—4-)KIc 2

Q = särön muotoparametri

Oletetaan a/2c:lle arvo 0,3 ja jännityssuhteelle Cö/ays) arvo 0.8, jolloin Q = 1.47 (kuva 50).

Kriittinen särön syvyys on tällöin: (ays = 1400 N/mm2 >Kjc = 75 MNm ^

.... 1 , 75-1/0.31 ,2 akr = * 1 .21 TT 4 0.31-112 ; ja kriittinen särön pituus 2c^,r =

1.8 mm

5.4 mm

Taulukossa 15 on laskettuja kriittisiä pintasärön pituuksia jän- nitystason funktiona teräkselle 30 HGSNA.

a/2c a/ays Q akr cm O

X

b 0.3 . 1.0 1.4 1.09 3.27 0.3 0.6 1 .55 3.38 10.14 0.3 0.4 1 .58 7.74 2 3.2

Taulukko 15, Kriittisiä pintasärön pituuksia eri jännityssuhteilla.

(—a- ) - JL

(

—Is.)2

4 kr " °

Seuraavassa taulukossa on laskettuja sisäisen särön kriittisiä kokoja muutamalla jännityssuhteella.

Taulukko 16. Kriittisiä sisäisen särön pituuksia teräkselle 30 HGSNA.

a/2c a/v Q akr 2ckr

CO

O 1.0 1.4 1 .33 3.99

0.3 0.8 1.47 2.2 • 6.5

0.3 0.6 1 .55 4.1 12.3

0.3 0.4 1 .58 9.4 28.1

Seuraavissa kuvissa on piirretty laskettujen tuloksien avulla vikakoon riippuvuus jännitystasosta tälle materiaalille.

a/2c, on oletettu tässä 0.3:si. Jos edellä olevaa suh detta muutetaan, muuttuu myös kriittinen särön pituus

2c.

sisäinen vika pintavika

a,mm

Kuva 70. Kriittisen vikasyvyyden a riippuvuus jännitystasosta teräkselle 30 HGSNA.

Oma merkityksensä kriittiselle vikakoolle on ainetta rikkomat­

toman aineenkoetusmenetelmien kyvyllä löytää pienet säröt ja viat materiaalista. Saattaa käydä niinkin, että kriittinen vi­

kakoko on pienempi, kuin mitä NDT-menetelmillä pystytään havait­

semaan (tällöinhän materiaalia ei luotettavasti voisi käyttää ollenkaan).

Kuvasta 71 nähdään eri NDT-menetelmien särön havaitsemisherkkyys materiaalille A1-7075-T6. Kuvan mukaan särön pituus on melko pit­

kä, ennenkuin se varmuudella havaitaan. Teoriassa eri menetel­

millä pitäisi pystyä havaitsemaan paljon pienempiä särön pituuk­

sia.

•H -и

ultraääni -tunkeuma

väri

röntgen

särön pituus, mm

Kuva 71. Eri NDT-menetelmien särön havaitsemisherkkyys alu­

miiniseokselle 7075-T6 /11/.

Toisessa lähteesä /41/ mainitaan, että nykyään voidaan luotet­

tavasti hyvällä NDT-menetelmällä havaita särön pituus 2c = 1.3mm.

Tässä tapauksessa jännitystaso määrittelee kriittisen särön pituuden. Esimerkiksi jännityssuhteella 0.6 on kriittinen särön pituus yli 4 mm.

Kriittinen vikakoko voitaisiin laskea myös muunlaisilla vika- geometrioilla. Tässä on käytetty esimerkkinä vain kahta erilais­

ta tapausta, vetojännityksen alainen pinta- ja sisäinen särö.

5. YHTEENVETO

Tässä työssä oli tarkoitus selvittää aluksi mur t umame k aniikan perusteita kirjallisuuden avulla. Tärkeimmät asiat lentokoneen­

rakennusta ajatellen ovat kriittinen särön pituus, särön kasvu ja särön kasvuun vaikuttavat tekijät. Särön kasvua käytännön kuormitusolosuhteissa ja särön kasvuun vaikuttavia tekijöitä tutkitaan tällä hetkellä paljon maailmassa.

Työn kokeellisessa osassa määritettiin suurlujuusteräksen

30 HGSNA murtositkeys lämpötilan funktiona. Tutkituilla aines- paksuuksilla materiaali käyttäytyi jo osittain elastisplastises ti, jolloin päteviä K^c arvoja ei saatu kaikilla sauvoilla (kui tenkin paksuusehto B>2.5(Kjc/CTyg)^ toteutui kaikilla koesauvoil la). Murtositkeysarvoja saatiin määrättyä kuitenkin riittäväs­

ti kaikissa lämpötiloissa, ja voitiin piirtää käyrät, mistä nähdään kriittinen särökoko jännitystason funktiona.

Lisätutkimuksilla voisi määrittää särön kasvunopeuden da/dN tälle materiaalille. Lentokoneen kuormituksia ajatellen särön kasvukokeet pitäisi kuitenkin suorittaa todellisella jännitys-

spektrillä, jolloin saataisiin varmaa tietoa särön kasvusta käy tännön olosuhteissa. Tällöin täytyy tietää siis jännitysspektri käytännössä.

Vaikuttaa kuitenkin siltä, että osa on heti vaihdettava, jos ha vaitaan jonkinlainen särö jännitystason ollessa lähellä myötö- jännitystä. Tällöin ei da/dN:n määrityksestä ole paljon hyö­

tyä. Mutta sen sijaan jännitystason ollessa esimerkiksi puolet myötöjännityksestä kriittinen särön pituus on jo useita milli­

metrejä ja tällöin särön kasvunopeudesta da/dN on hyötyä.

Vakioamplitudikuormituksessa särön kasvuarvoja on saatavissa kirjallisuudesta runsaasti esim. teräksille AISI 4340 ja 300M.

Näitä arvoja voitaisiin soveltaa hyvin myös teräkselle 30 HGSNA, varsinkin särön kasvualueella II, missä da/dN on melkein sama kaikille suurlujuusteräksille.

Murtumamekaniikan soveltaminen lentokoneenrakennukseen täydes­

sä laajuudessa on erittäin kallista. Tällöin mm. tehdään lento­

koneen kriittisiin osiin säröjä ja kuormitetaan osaa, esim. sii­

peä, käytössä (lennolla) esiintyvillä kuormituksilla (näin teh­

dään USA:ssa). Tällaisista kokeista saadaan todellinen kuva sä­

rön kasvusta käytännössä. Tarkastusjaksot tietylle osalle tai rakenteelle voidaan määrätä tällaisten kokeiden perusteella.

Yhdysvalloissa on julkaistu standardi murtumamekaniikan sovel­

tamisesta sotilaslentokoneisiin, Military Standard 1530, Aircraft Structural Integrity Program, Airplane Requirements.

Murtumamekaanista ajattelutapaa voidaan kuitenkin hyvin soveltaa lentokoneenrakennukseen,vaikka kalliita kokeita ei voida eikä kannata suorittaa, sillä murtumamekaanisella käsittelyllä ja ajattelutavalla saadaan hyvä käsitys koneen tai sen osan väsy- misiästä, mikä voidaan jakaa särön ydintymiseen, särön kasvuun

ja lopulliseen murtumaan. Murtumamekaanisiä kokeita voidaan teh­

dä myös yksinkertaisemmin ja halvemmin, suurten ja kalliiden ko­

keiden sijasta, tutkimalla esim. särön kasvua koesauvoilla, mit­

kä on valmistettu tutkittavan osan materiaalista. Luonnollisesti paras tulos saadaan oikeaa kuormitusta jäljittelevällä kuormituk­

sella .

/1 / A special issue of The Journal of Strain Analysis vol 10, n 4, 1975

/2/ C.F. Tiffany, J.N. Masters Applied Fracture Mechanics R.P. Wei

Fracture Toughness in Alloy Development ASTM STP 381, 1964

/3/ E.F.J. von Euw, R.W. Hertzberg, R. Roberts Delay Effects in Fatigue Crack Propagation ASTM STP 513, 1971

/4/ J.A. Begley, J.D. Landes

The J-integral as Fracture Criterion ASTM STP 514, 1971

/5/ V.J. Colangelo, F.A. Heiser

Analysis of Metallurgical Failures John Wiley&Sons, New York 1974

/67 J. Schijve, J.R. Heath-Smith, E.R, Welborne Current Aeronautical Fatigue Problems

Pergamon Press, Oxford, 1965

John Wiley&Sons , New York, 1967

/8/ N.E. Frost, K.J. Marsh, L.P, Pook Metal Fatigue

Clarendon Press, Oxford, 1974

/9/ H.M. Miekkoja Metallioppi

Otava, Helsinki, 1965

/10/ J. Carlson Brottmekanik

Ingenjörsförslaget AB, Stockholm, 1976

/11/ Fatigue Life Prediction for Aircraft Structures and Mat rials, report

AGARD, 1973

/12/ Metallurgical Aspects of Fatigue and Fracture Toughness AGARD, report 610, 1973

/13/ International Journal of Fracture vol 11, numerot 3, 5, 6, 197 5 vol 12, numero.3, 1976

Fracture Toughness and NDT-requirements for Aircraft Design American Institute of Aeronautics and Astronautics, 1973

/18/ 73rd National Meeting Minneapolis, Aug, 27-30 , 1 972 American Institute of Chemical Engineers

/20/ A.J. Me Evily

Fracture Mechanics and Corrosion Fatigue Ntis, Springfield, 1972

/21/ J.M. Krafft, et al

Corrosion- and Creep-induced Instability Modeling of Fatigue Cracking in various Alloys

NTIS, 1972

/22/ W. Schütz

Fatigue Life Prediction of Aircraft Structures - past, pre­

sent and future

Technical Information Service (TIS), 1974

/23/ Application of Fracture Prevention Principles to Aircraft, report

Commitee on Application of Fracture Prevention Principles to Aircraft

NTIS, 1973

NTIS, Technical Report 34, 1973

/25/ Plane Strain Fracture Toughness (K^c) Data Handbook for Metals

Army Materials and Mechanics Research Center NTIS, 1973

/27/ J.G. Kauffman et al

Fracture Toughness, Fatigue and Corrosion Charasterics of 2020-T651, 2024-T851, 2219-T851 and 70Û1-T75 Aluminum Alloys

Air Force Materials Laboratory, Ohio, 1966

/28/ Standard Method of Test for Plane Strain Fracture Toughnes of Metallic Materials

ASTM:E 399-74

/30/ J. Niskanen

Samaan lujuuteen käsitellyn valuteräksen ja pallografiitti valuraudan murtositkeyden vertailu

Lisensiaattityö, HTKK, 1976

/31/ J.F. Knott

Fundamentals of Fracture Mechanics Butterworth, London, 1973

Ductile Fracture Equation for High Strength Structural Metals

NTIS, 1 973 •

/33/ K. Ruoko

Venäläiset metalliset raaka-aineet Ilmavoimat, 1967

/34/ Methods for Plane Strain Fracture Toughness (KIc) Testing BSI Draft for Development, DD 3, 1971

/35/ Methods for Crack Opening Displacement (COD) Testing BSI Draft for Develpment, DD 19, 1972

/36/ Metals Handbook, vol 10

Failure Analysis and Prevention ASM, 1975

/38/ D.W. Nelson

Rewiew of Fatigue-Crack-Growth Prediction Methods Experimental Mechanics, February 1972

/39/ Rolfe, Barsom

Fatigue and Fracture Control in Structures Prentice Hall, Inc

New Jersey, 1977

Aluminum Alloys

Metallurgical Transactions A, vol 6, April 1975

/42/ MIL Handbook-5B, Metallic Materials and Elements for Aerospace Vehicle Structures, vol 1, 1971

/43/ W.E. Krupp, D.W. Hoepner

Fracture Mechanics Applications in Materials Selection, Fabrication, Sequencing and Inspection

Journal of Aircraft, vol 10, Nov 1973

/44/ Earl R. Parker

Interrelations of Compositions, Transformation Kinetics Morphology, and Mechanical Properties of Alloy Steels Metallurgical Transactions A, vol 8A, July 1977