1.1. A műszerezett ütővizsgálat méréstechnikai követelményei
2. Törésmechanikai jellemzők áttekintése
3. Dinamikus törésmechanikai vizsgálatok műszerezett ütőművel
A szerkezetek, berendezések biztonságos üzemeltetéséhez többek között az is szükséges, hogy a bennük lévő (gyártás során vagy üzemelés közben keletkezett) repedések vagy repedésszerű hibák veszélyességét meg kell tudnunk ítélni. Ezt a törésmechanikai elvek felhasználásával tehetjük meg. Jellemzően statikus vagy kvázistatikus igénybevétel esetén az alkalmazott eljárás alapelve az, hogy összehasonlítjuk a szerkezet terheléséből, méreteiből és a repedés geometriájából számítható feszültségi, energetikai vagy alakváltozási mérőszámokat (KI, JI, delta) a megfelelő anyagjellemzőkkel (KIc, JIc, deltac).
A repedéssel rendelkező szerkezetek üzemelése szempontjából a dinamikus igénybevétel kritikusabbnak tekinthető. A pontos megítéléséhez azonban anyagi mérőszámok szükségesek, amiknek a megadása az anyagvizsgáló feladata. Ez statikus igénybevétel esetén általában egyszerűbb mérési feladatot jelent, míg dinamikus vizsgálatok esetén méréstechnikai és kiértékelési problémák is jelentkezhetnek. Míg a statikus törésmechanikai vizsgálatokra világszerte számos szabvány 1-6 létezik, a dinamikus vizsgálatokra vonatkozó előírások most vannak kidolgozás alatt.
A dinamikus törésmechanikai vizsgálati technikák közül világszerte a
legelterjedtebb a műszerezett ütővizsgálat. Ez a század eleje óta alkalmazott
anyagvizsgálati módszer, a Charpy-féle ütővizsgálat (amelyet G. Charpy 1901-ben
Budapesten javasolt először) korszerűsítésével alakult ki.
A műszerezett ütővizsgálatot kb. 70 éve használják, amit a hagyományos Charpy-féle ütővizsgálatból fejlesztettek ki a vizsgálat információtartalmának növelése érdekben. Ezen vizsgálati technika fejlődésének néhány mérföldköve a következő:
| 1901 | George Charpy előterjeszti javaslatát az ütvehajlító vizsgálatról Budapesten az Anyagvizsgáló Konferencián, |
| 1925 | elkészül az első ütőmű-műszerezés, |
| 1925 | megjelenik az első tudományos publikáció a műszerezett ütővizsgálatról a Kaiser-Wilhelm-Institut für Eisenforschung kiadványában Düsseldorfban, a szerzők: F. Körber és H. Arnold, |
| 1946 | legyártják az első műszerezett ütőművet Lipcsében, |
| 1970 | megjelenik az "Impact testing of metals" c. ASTM STP, |
| 1977-80 | elkészül az ASTM E24.03 szabványajánlás a műszerezett ütővizsgálatról, |
| 1986 | megjelenik a DVM Merkblatt a műszerezett ütővizsgálatról, |
| 1991-93 | szabványajánlás kidolgozása a Fémes anyagok műszerezett Charpy-V ütővizsgálatáról az ESIS TC5 Sub-committee (Dynamic Testing at Intermediate Strain Rate) által, |
| 1992- | ESIS szabványajánlás kidolgozása az előrepesztett próbatestek műszerezett ütővizsgálatról az ESIS TC5 Sub-committee által, |
| 1996 | ISO szabványjavaslat a műszerezett ütővizsgálatról (az ESIS javaslat alapján). |
Egy műszerezett ütőmű felépítését mutatja az 1. ábra, amely berendezés bármely hagyományos ütőmű felhasználásával kialakítható.
Lényege, hogy az ingafejben elhelyezkedő ütőélre (3) nyúlásmérő bélyegeket (4) ragasztanak, amelyek teljes Wheatstone-hídba kötve lehetővé teszik az erőmérést a vizsgálat közben. Az adatgyűjtés indítása olyan külső trigger-egység segítségével történik, amely egy fotocella (6) és egy impulzus-generátor (8-ban) kombinációja. Mivel a triggerelés térbeli helyének és a próbatestnek a távolsága állandó, különböző ütési sebességek esetén a kalapács ezt a távolságot különböző idő alatt teszi meg. Ezért kisebb sebességeknél túl sok adat kerülne eltárolásra még a terhelés kezdete előtt. Ennek kiküszöbölésére szolgál az impulzus-generátor, ami a fotocella trigger jelét követően egy előre beállítható késleltetési idő után impulzust ad, s ezzel indítja az adatgyűjtést. A kalapácson található kétcsapos zászló (7) az optikai trigger egységen való keresztülhaladása közben két impulzust indukál: a két impulzus között eltel időből (9) meghatározható a kalapács sebessége, a triggerjelet az impulzus-generátor a második impulzus alapján adja.
|
|
1. ábra A műszerezett ütőmű felépítése
A bélyegek és az érzékelők jelei mérőerősítőkön (8) keresztül jutnak az
adatgyűjtő eszközbe. Ezek rögzítésére két lehetőség van: számítógépbe (11)
beépített tranziens rekorder kártyával, vagy digitális tárolós oszcilloszkóppal
(10). Az oszcilloszkópban tárolt adatok GPIB interface-en (12) keresztül
közvetlenül, vagy mágneslemezen tárolva vihetők át a számítógépbe. A vizsgálat
eredménye a legtöbb esetben csak az erő-idő diagram, amelyből számítással
határozható meg a behajlás időbeni változása.
A műszerezett ütővizsgálat méréstechnikai szempontból gyors tranziens jelek mérését és ezek valamilyen elektronikus adatgyűjtő eszközzel való tárolását jelenti. A törési folyamat időtartama néhány µs-tól néhány ms-ig változhat, aminek a követéséhez kellően gyors mérőrendszerre van szükség.
A mérőrendszer gyorsaságát egyrészt a mérőrendszer (mérőelem, erősítő, adattároló egység) frekvenciaátvitele határozza meg. A mérőrendszerre jellemző felső határfrekvenciának azt az értéket szokták tekinteni, amelynél az amplitúdó csökkenés -3 dB. A felső határfrekvencia mérésénél azonban egyszerűbb meghatározni a jelfelfutási időt, ami alatt a jel 10 %-ról 90%-os értéket ér el [7, 8]:
, (1)
ahol f0.915 - az a frekvencia, amelynél a kimenő feszültség amplitúdója 10 %-kal csökken.
A műszerezett ütővizsgálat erőmérő rendszerének legalább 100 kHz felső határfrekvenciával kell rendelkeznie, ami megfelel 3.5 µs jelfelfutási időnek [9].
Az erőmérő-rendszer dinamikus tulajdonságait a gyakorlatban egyszerűbben lehet ellenőrizni az erőjelben megjelenő első ún. inercia csúcs nagyságának a mérésével. Acél próbatest esetén 5.5 m/s ütési sebességnél ennek 8 kN-nál nagyobbnak kell lenni. Kisebb ütési sebességeknél a sebességgel arányosan csökken az inercia csúcs nagysága, de legalább el kell érnie a (2) összefüggéssel megadott értéket [9]:
, (2)
ahol Finercia - az inercia csúcs értéke,
kN,
v0 - az ütési sebesség, m/s.
A megfelelően gyors mérőrendszer másik eleme az adattároló egység. Ez
célszerűen valamilyen digitális tárolóeszköz (digitális tárolós oszcilloszkóp,
tranziens recorder kártya számítógépben) lehet, aminek a megfelelő pontosság
elérése érdekében legalább 8 bit felbontóképességgel kell rendelkeznie, de a 12
bites felbontás inkább javasolt [9]. Emellett a mért jelek helyes ábrázolásához
egy olyan mintavételi frekvencia szükséges, ami lényegesen nagyobb a mért jel
frekvenciájánál. Ebből adódóan általában 250 kHz mintavételi frekvencia (4 µs-os
mintavételi idő) elfogadható, de ridegtörés esetén (100 µs-nál rövidebb törési
időnél) 1 MHz szükséges [9].
A folyamatosan növekvő terhelés hatására a repedésindulás és terjedés folyamata nagyon különböző lehet az anyag állapotától függően. A 2. ábra mutatja be a jellegzetes törési folyamatokat a statikus törésmechanikai vizsgálat közben regisztrálható erő-szétnyílás diagramokkal együtt [10].
2. ábra Jellegzetes törési folyamatok és
erő-szétnyílás diagramjaik
A repedést tartalmazó, ideálisan rugalmas viselkedésű anyag képlékeny alakváltozás nélkül, teljesen ridegen törik el, a repedésterjedés instabil. Ilyenkor az erő-szétnyílás diagram lineáris (2. a/ ábra).
A következő lehetséges eset, amikor a repedéscsúcs környezetében először egy kismértékű képlékeny alakváltozás történik, aminek következtében a repedéscsúcs letompul (blunting). A repedéscsúcs környezetének ezt az erősen alakváltozott részét nevezik stretch zónának. Ezt a folyamatot instabil repedésterjedés követi. Ilyenkor az erő-szétnyílás diagramban egy kezdeti lineáris szakasz után igen kismértékű elhajlás figyelhető meg (2. b/ ábra).
Lehetséges az is, hogy a tompulási folyamatot először stabil repedésterjedés követi folyamatosan növekvő terhelés közben, majd egy adott repedésméret elérése után a törési folyamat instabil repedésterjedéssel fejeződik be. Ilyenkor az erő-szétnyílás diagramban nagyobb elhajlás mutatkozik (2. c/ ábra).
Végül előfordulhat, hogy a repedéscsúcs letompulása után a repedésterjedés teljesen stabilan következik be, s az erő-szétnyílás diagram az 2. d/ ábrának megfelelő alakú.
Ennek megfelelően a szerkezetek méretezéséhez használt törésmechanikai anyagjellemzők különbözőek attól függően, hogy stabil vagy instabil repedésterjedés következik be adott állapotú anyag esetén (3. ábra) [11.]
Instabil repedésterjedésnél, ha az anyag közel lineárisan-rugalmas viselkedésű (2. a/ és b/ ábra), azaz a törésmechanikai vizsgálat során felvett erő-szétnyílás diagram kezdete lineáris, a törési ellenállás jellemzője a törési szívósság (KIc) a sík alakváltozási állapot teljesülése esetén. A törési szívósság anyagjellemző, ami a feszültségintenzitási tényezőnek azon kritikus értéke, ahol az instabil repedésterjedés elkezdődik. Ha a sík alakváltozási állapot feltételei nem teljesülnek, az instabil repedésterjedés kezdetéhez tartozó kritikus feszültségintenzitási tényezővel (Kc) jellemezhetjük az anyagot, amely az anyagok rangsorolására alkalmas, de méretezésre nem használható fel.
Ha a diagram nem lináris és a törés instabil (2. c/ ábra), a törési ellenállást a repedéscsúcs közvetlen környezetében felhalmozódott energiát kifejező J-integrál vagy a repedéskinyílás azon kritikus értékével (Jc ill. deltac) jellemezhetjük, amely az instabil repedésterjedés kezdetéhez tarozik. Ha az instabil repedésterjedést da<=0.2 mm stabil repedésterjedés előzi meg, akkor egy megállapodás szerinti repedésnövekedés-értékhez tartozó jellemzőket (Ju v. deltau) adhatunk meg. Ezen értékeket rendszerint a da=0.2 mm stabil repedésnövekedésnél értelmezik.
Stabil repedésterjedés esetén az erő-szétnyílás diagram nem lineáris (2. d/ ábra), a törésmechanikai anyagjellemző a repedésinduláshoz tartozó J-integrál vagy repedés-kinyílás értéke, amely a J-da (R-görbe) vagy delta-da diagram alapján számítható. Ennek értelmezését mutatja be a 4. ábra a J-integrálra vonatkozóan [8].
3. ábra A törési ellenállás lehetséges
paraméterei a regisztrált erő-szétnyílás diagram alapján
4. ábra A stabil repedésterjedés szakaszait szemléltető
R-görbe
A terhelés növekedésének hatására a repedéscsúcs környezetében meginduló alakváltozás annak letompulását eredményezi. A tompulási folyamat közben a J-integrál értéke lineárisan változik a repedéshossz-növekedéssel (da), amit a J-a görbe kezdeti egyenes szakasza mutat. Ez a tompulási vonal (blunting line). A repedés hossza fizikailag nő ugyan, de a tovaterjedése, az anyag lokális szakadása még nem kezdődik el. Ez csak egy, az anyagra jellemző terhelés elérésekor következik be. Anyagjellemzőnek tekinthetjük az ehhez tartozó J-integrál értéket (Ji) vagy egy megállapodás szerinti a (általában da=0.2 mm) értékhez tartozó J-integrált (J0.2).
A repedésindulás meghatározása egyszerűbb feladat instabil törés esetén, hisz
erre legtöbb esetben egyértelműen utal a vizsgálat közben regisztrált hirtelen
erőesés. Ha azonban a repedésterjedés stabil, vagy az instabil terjedést stabil
előzi meg, akkor a mért erőjelből közvetlenül nem lehet következtetni a
repedésindulás pillanatára. Ilyenkor különböző kiegészítő mérési módszerek
alkalmazhatók.
A törésmechanikai anyagjellemzők, ugyanúgy mint más anyagtulajdonságok változhatnak a terhelési sebesség és a hőmérséklet függvényében is. Nagyobb terhelési sebességek esetén meghatározásukra különféle dinamikus törésmechanikai vizsgálati technikákat alkalmaznak (pl. műszerezett ütővizsgálat, ejtőműves vizsgálat, nagy sebességű hidraulikus berendezés, lövedékkel végzett vizsgálat, Hopkinson-rudas berendezés). Ezek közül a lövedékkel végzett és a Hopkinson-rudas vizsgálatokat az egészen nagy terhelési sebességek esetén alkalmazzák, amely már nem tekinthető kvázistatikusnak és a gépészeti gyakorlatban kisebb jelentőséggel bír. A nagy terhelési sebességű hidraulikus anyagvizsgáló gépek inkább műanyagok vizsgálatánál elterjedtek. Használatukat korlátozza, hogy elég költséges berendezések. Ejtőműveket fémes anyagoknál elsősorban nagyobb méretű próbatestek esetén alkalmaznak. A dinamikus törésmechanikai jellemzők meghatározására legelterjedtebben a műszerezett ütővizsgálatot használják.
Térközepes rácsszerkezetű fémeknél, így a ferrit-perlites acéloknál is a hőmérséklet csökkenésével az anyag elridegedése tapasztalható. A terhelési sebesség és a hőmérséklet hatását a törés típusára az 5. ábra mutatja be sematikusan [8].
A hőmérséklet csökkenésével nő a folyási feszültség, ugyanakkor csökken a törési feszültség. Ridegtörés akkor következik be, amikor a törési feszültség a folyási feszültség alá csökken (T=Tgy hőmérsékleten). Ekkor a törés előtt nem történik makroszkópikus képlékeny alakváltozás (epspl - maradó nyúlás). A terhelési sebesség növekedésével a törési viselkedés a ridegtörés irányába tolódik el. Ez gyakorlatilag azt is jelenti, hogy az átmeneti viselkedést leíró törési szívósság-hőmérséklet görbe nagyobb terhelési sebességeknél a magasabb hőmérsékletek irányába tolódik el (6. ábra [12]).
5. ábra A terhelési sebesség és a hőmérséklet
hatása a rideg-szívós viselkedésre
6. ábra A508 acél törési szívósságának változása a
hőmérséklet és a terhelési sebesség függvényében
Ferrites acélokban gyakran használják a 100 MPam KI értékhez tartozó hőmérséklet-különbséget a rideg-szívós átmenet eltolódásának jellemzésére. A statikus és dinamikus törési szívósság átmeneti görbéjének hőmérséklet eltolódását Barsom a következő összefüggéssel adta meg [14]:
,
(3)
ahol szigmay - folyáshatár szobahőmérsékleten, MPa,
-
alakváltozási sebesség, s-1.
A (3) összefüggés a 
alakváltozási sebességtartományban
érvényes, szigmay965 MPa esetén. Az alakváltozási sebesség
meghatározása az Irwin által javasolt összefüggéssel történhet [15]:
,
(4)
ahol E - rugalmassági modulus, MPa,
tF - a törési
idő, s.
Dinamikus törésmechanikai vizsgálatokhoz a műszerezett ütőművön előrepesztett próbatesteket használnak. Ennek különböző típusait mutatja be a 7. ábra. A V-bemetszésű próbatesten fárasztással hozzák létre az a/W=0.45-0.55 fajlagos hosszúságú repedést. A síkalakváltozási állapot jobb megközelítése érdekében, az alakváltozás megakadályozására oldalbemetszett próbatesteket (7.b/ ábra) szoktak alkalmazni. Az oldalbemetszés általában mindkét oldalon a próbatest szélességének 10-10 %-a, és az előfárasztást követően munkálják ki.
A próbatesteket ezt követően műszerezett ejtő- vagy ingás ütőmű segítségével terhelik (40 mm-es támaszköz alkalmazásával). Általában az erő-idő diagramokat regisztrálják, de néha mérik a próbatest behajlását is.
A próbatest törési viselkedésétől függően különböző törésmechanikai paraméterek határozhatók meg (ahogy a 2. fejezetben bemutatásra került) illetve különböző kiértékelési eljárásokat kell alkalmazni. Ferrit-perlites acélok esetében a dinamikus törési szívósság hőmérséklet függését és az alkalmazandó kiértékelési eljárásokat mutatja be sematikusan a 8. ábra [13].
Előrepesztett Charpy-V próbatest
 |
W = 10 mm |
Előrepesztett, oldalbemetszett Charpy-V próbatest
 |
W = 10 mm |
7. ábra A dinamikus törésmechanikai vizsgálatokhoz használt próbatestek alakja és méretei
8. ábra Sematikus rideg-szívós átmeneti görbe a
dinamikus törési szívósságra
Az I tartományban a rideg, hasadásos törés dominál, míg a III tartományban szívós, gödröcskés törés a jellemző. A II tartományban általában vegyes típusú törés következik be. Ennek megfelelően a műszerezett ütővizsgálat (vagy ejtővizsgálat) közben regisztrált erő-idő diagramok alakja is különböző. Előrepesztett próbatest műszerezett ütővizsgálattal felvett erő-idő diagramjainak jellemző típusait egyesítve mutatja a 9. ábra.
9. ábra Műszerezett ütővizsgálat tipikus erő-idő
diagramjai
A diagram elején látható erőoszcilláció az ütés következtében a próbatestben fellépő mechanikai rezgések következménye. Ha ezek a lengések kellően lecsillapodnak az első értékelni kívánt erőértékig (ez általában a folyási vagy a maximális erő), akkor a terhelést kvázistatikusnak tekinthetjük. Ehhez 7 közlemény szerint legalább három lengési periódusnak el kell telni a terhelés kezdetétől (amit "3 tau" kritériumnak neveznek). Ha ez a feltétel teljesül, a dinamikus törésmechanikai jellemzők számításánál használhatók a statikus terhelés esetén érvényes összefüggések.
A lineárisan rugalmas viselkedés esetén (9. ábra 1. görbe, 8. ábra I és II tartomány) az instabil repedésterjedéssel szembeni ellenállást - a statikus vizsgálathoz hasonlóan - a dinamikus törési szívósság (KId) jellemzi. Ha a "3 tau" kritérium teljesül, ez a repedésinduláshoz tartozó F1 erőből (ld. 9. ábra 1. pont) a következő összefüggéssel számítható L/W=4 esetén [1, 3]:
MPam
, (5)
ahol: L - a próbatest alátámasztás támaszköze, mm; F1 - a maximális erő (az 1. esetben), N; B - a próbatest vastagsága, mm; W - a próbatest szélessége, mm; a0 - kezdeti repedéshossz (a bemetszés mélységének és a fárasztással létrehozott repedés hosszának összege), mm; Y(a0/W)- próbatest típustól függő állandó.
Az Y(a0/W) az alábbi összefüggéssel számítható:
.
Ha a "3" kritérium nem teljesül, abban az esetben a Kalthoff által kidolgozott "impact response curve“ (ütési válaszgörbe) módszert kell alkalmazni a KId meghatározásához [16]. Ehhez nem szükséges az erő mérése a vizsgálat közben, hanem csak az ütés kezdetétől a törésig eltelt időt kell valamilyen módon mérni (pl. a próbatesten elhelyezett mérőbélyeggel, mágneses emissziós méréstechnikával, stb.) A kiértékelési módszer lényegét a 10. ábra mutatja.
10. ábra A dinamikus törési szívósság
meghatározása az "ütési válaszgörbe“ módszerrel
Az ütési válaszgörbe - ami egy adott berendezés, próbatest anyag és geometria esetén, tökéletesen rugalmas próbatest viselkedést feltételezve állandó - meghatározható egyszer elvégzendő előkísérlettel (felbélyegzett próbatest elütésével) vagy számítással. Előrepesztett acél próbatestek ütési válaszgörbéit mutatja a 11. ábra néhány ütési sebesség esetén.
11. ábra Előrepesztett acél Charpy-V próbatestek ütési
válaszgörbéje különböző ütési sebességeknél (a/W=0.5)
A mért törési időből (tF) a (6) összefüggés segítségével határozható meg a dinamikus törési szívósság:
(6)
ahol t''= f(t') a [16]-ben található táblázatból vehető
és 
,
ahol: v0 - ütési sebesség, m/s; W - próbatest szélessége, mm; a0 - kezdeti repedéshossz, mm; tF - törési idő, s;
R=301 GN/m5/2 konstans cM=8,1.10-9 m/N gép-compliance esetén.
Ha a gép-compliance eltér ettől az értéktől, akkor egy korrekciós tényezőt kell alkalmazni az R számításához, ami: 1,276/(cM/8,1.10-3 m/N).
A következő lehetséges eset, amikor az instabil repedésterjedést jelentősebb képlékeny alakváltozás, s néha még stabil repedésterjedés is megelőzi (9. ábra 2. görbe, 8. ábra II tartomány). Ilyenkor a törésmechanikai jellemző az instabil repedésinduláshoz tartozó J-integrál (JId). A J-integrál értéke az erő-behajlás diagram alapján számítható (12. ábra) 2, 5:
,
(7)
ahol Jel a J-integrál rugalmas, a Jpl pedig a képlékeny összetevője, amelyek a következőképpen határozhatók meg:
(8)
,
kJ/m2 , (9)
ahol: E - a rugalmassági modulus, MPa; nű - a Poisson-tényező; B - a próbatest vastagsága, mm; W - a próbatest szélessége, mm; a0 - kezdeti repedéshossz, mm.
A (8) összefüggésben szereplő Kcd az (5) összefüggéssel számolt feszültségintenzitási tényező. Az összefüggésbe helyettesítendő erő az erő-behajlás diagramból az instabil repedésterjedés kezdetéhez tartozó érték (Fc - 12. ábra).
A (9) összefüggésben az Apl az erő-behajlás görbe alatti terület a 12. ábrának megfelelően.
12. ábra Erő-behajlás diagram sematikus vázlata
Mivel méréskor általában közvetlenül az erő-idő diagramot regisztrálják, ebből kell meghatározni az erő-behajlás diagramot. Először ki kell számítani a kalapács mindenkori sebességét:
,
(10)
| ahol: | m - | a kalapács tömege, kg; |
| v0 - | a kalapács sebessége az ütés pillanatában, m/s; | |
| F(t) - | a mért erő időbeni változása, N. |
valamint a próbatest behajlását (f(t)), ami megegyezik a kalapács elmozdulásával a vizsgálat értékelése szempontjából meghatározó időintervallumban:
.
(11)
Így az instabil repedésterjedéssel szembeni ellenállás anyagjellemzője, a JId meghatározható.
A harmadik lehetséges eset, amikor a repedésterjedés nagyobbrészt (9. ábra 3.
eset) vagy teljesen stabilan (9. ábra 4. eset) következik be (8. ábra III
tartomány). Ilyenkor a repedésterjedéssel szembeni ellenállás a J-integrál
kritikus értékével jellemezhető, amelynek alapvetően két különböző értelmezése
használatos.
Az egyik értelmezés a J-integrál kritikus értékét (Jid) a tényleges repedésindulás pillanatához köti 17, aminek pontos meghatározásához a hagyományos műszerezett ütőművekkel felvett erő-idő diagramon túl valamilyen kiegészítő méréstechnika szükséges (pl. lézeres COD mérés [13], stretch zóna mérés [17, 18], mágneses emissziós mérés [19, 20], stb.). Ezek közül valamelyik segítségével jelölhető ki az erő-behajlás diagramon a repedésinduláshoz tartozó erő, amiből a (7)-(9) összefüggések szerint számítható a JId. Mivel a dinamikus vizsgálattal felvett erő-idő diagram alapján a Hooke-egyenes meghatározása nem mindig egyszerű (ami az Apl terület számításához szükséges), ezért a repedésinduláshoz tartozó kritikus J-integrál számításához használható a következő egyszerűsített összefüggés [8]:
,
(12)
ahol Ui a repedésindulásig elnyelt energia:
,
(13)
ahol fi - a repedésinduláshoz tartozó behajlás érték, mm.
A másik értelmezés a J-integrál kritikus értékét (J0.2d) egy megegyezés szerinti repedésnövekedésnél (általában a=0.2 mm) jelöli ki 2, amit a J-a görbe alapján (ld. 4. ábra) lehet meghatározni. Ennek első eleme a dinamikus J-a görbe felvétele, amelyet rendszerint több próbatesten elvégzett vizsgálatsorozat alapján határoznak meg. A próbatesteken különböző mértékű stabil repedésterjedést idéznek elő a próbatestek részleges eltörésével. Ezt low-blow vagy stop-block technikával 17 lehet megvalósítani. A low-blow technika azt jelenti, hogy különböző ütési energiák alkalmazásával érnek el különböző mértékű repedésnövekedést. A stop-block módszernél pedig azonos ütési energiákat alkalmaznak és a kalapácsot egy állítható ütköző-elem segítségével különböző behajlások után megállítják. Így a 13. ábrán bemutatotthoz hasonló erő-behajlás diagramokat kapnak. Ezek alapján az (7)-(9) összefüggések felhasználásával számíthatók a különböző repedésnövekmény értékekhez tartozó J-integrál értékek.
13. ábra Nem teljesen eltört elorepesztett ütopróbatest ero-behajlás diagramja
A J0.2d meghatározásához szükséges még a tompulási vonal (ld. 4. ábra) egyenletének megadása. Erre a szakirodalomban és a különböző szabványokban is többféle módszer ajánlott. Ezek egy része a dinamikus folyáshatár (ReHd) és szakítószilárdság (Rmd) alapján számolja a tompulási vonal egyenletét 24:
,
(14)
ahol beta- anyagtól függő állandó;
da - stabil
repedésnövekmény, mm.
A beta értékét gyakran 2-re szokták választani, de kísérleti eredmények azt mutatták, hogy szívós anyagokra beta=3-6 között változhat [17]. A megválasztásának bizonytalansága miatt illetve ha a dinamikus szilárdsági értékek nem ismertek, indokolt lehet más módszer alkalmazása. Erre a [21] közlemény a következő összefüggést javasolja:
(15)
,
(16)
| ahol: | da - | stabil repedésnövekmény, mm; |
| Fm - | a maximális erő, N; | |
| L=40 mm, | a támaszköz; | |
| c=1.46 | sík alakváltozási állapot esetén; | |
| B - | a próbatest vastagsága, mm; | |
| W - | a próbatest szélessége, mm; | |
| a0 - | kezdeti repedéshossz, mm; |
A kiértékelés következő lépése, hogy a J-a pontok közül azokra, amelyek a
tompulási vonallal a=0.15 mm-nél és a=1.5 mm-nél húzott párhuzamos egyenesekkel
kijelölt tartományba esnek, egy 
alakú közelítő függvényt kell illeszteni (14. ábra)
[2]. A kritikus J-integrál érték kijelölése ezek után úgy történik, hogy meg
kell határozni a közelítő függvény és a tompulási vonallal a a=0.2 mm-nél húzott
párhuzamos metszéspontját.
14. ábra J0.2d kijelölése a
J-a görbe alapján
A kétféle értelmezés különbözőségéből adódik, hogy a Jid és J0.2d értékek között jelentős eltérések is lehetnek a J-a görbe meredekségétől függően [8], ami a mérési eredmények felhasználhatóságát jelentős mértékben korlátozhatja. A 15. ábra mutat példát mérési eredmények alapján a kritikus J-integrál érték különböző módszerekkel történő meghatározására. A Jisd érték meghatározása a stretch zóna szélességének scanning elektronmikroszkópos mérése alapján történt úgy, hogy a kritikus J-integrál a tompulási vonalon a stertch zóna szélességnek megfelelő értéknél lett kijelölve [18]. A különböző módszerekkel kapott kritikus J-integrál értékeket az 1. táblázat tartalmazza.
16. ábra 15H2MFA típusú reaktortartály acél
dinamikus R-görbéje T=200 C-on
1. táblázat
15H2MFA reaktortartály acél
kritikus dinamikus J-integrál értékei különböző módszerekkel meghatározva
|
Értékelési módszer |
Kririkus dinamikus
J-integrál, kJ/m2 |
| dinamikus R-görbe alapján (ASTM E 813-89) | J0.2d = 350 |
| stretch zóna mérés alapján (DVM 002) | Jisd = 110±10 |
| a stabil repedésindulás regisztrálásával mágneses emissziós méréssel | Jimd = 103±16 |
Az előzőekben bemutatott dinamikus törésmechanikai jellemzők többségének értelmezése, meghatározásának módszerei, kiértékelési metodikája ma is kutatott terület. Nem alakultak ki egységes méréstechnikák és kiértékelési módszerek, ami a szabványok hiányában is megmutatkozik. A törésmechanikai jellemzők közül csak a dinamikus törési szívósság meghatározására vonatkozóan léteznek szabványajánlások 22-23. A stabil repedésterjedéssel szembeni ellenállást jellemző dinamikus mérőszámokkal kapcsolatos szabványok kidolgozása még csak most folyik.