Brosse breuk van vermoeide constructies

'BROSSE BRE'UK VAN VE'RMOEIDE CONSTRUCTIES

(BRITTLE FRACTURE OF FULL-SCALE STRUCTURES DAMAGED BY FATIGUE)*

door Jr. J. W. Nibbering, J. van Lint en R. T. van Leeuwen

SAMENVATTING

Twintig proefconstructies van Ware grootte die aan ver-moeiingsbelastingen a area blootgesteld, zijn bij lage tempera= tuur lot brosse breuk belast.

Her bleek dat de plastische vervormbaarheid van die con.-structies veel kleiner was dan in niet-vermoeide toestand. Dit nerd rooml veroorzaakt door de aanwezigheid van ,scheurtjes en maar in geringe mate door vermocningsbeschadiging van het materiaal.

De overgangstemperautur van hoog- naar laagsparmings-breuken was veel lager dan kon worden verwacht cum de hand van resultaten van afnameproeven. Aangetoond wordt dat dit verschil een gevolg is van het zuiver statische karakter van de proeven tot break. Bij aanwezigheid van elastische schokken kunnen vervormingsloze breuken al ontstaan hij temperaturen die in de /mart van de Nil-ductility transition liggen.

SUMMARY

The characteristics of the present investigation are: 20 Full-scale mild steel specimens of conservative ,design

were used. They had been made in a slap-yard.

The specimens had obtained small low-cycle fatigue-cracks; which were situated in heat-affected zones. Axial cyclic loading had beettapplkd

P

E31 P max

'3, The Charpy 15 Mb temperature of the material was. 10 °C, the Nil-ductility temperature 8 °C and the

isotherm Robertson arrest-temperature 17 °C. 4. Extensive measurements of strain in three directions were.

made before and after testing. The principal results are:

1. The nominal fracture-stress .was generally only 75 % of yield point at temperatures between N.D.T. and

30 °C).

This is a translation in Dutch of report 85S of the Nether-lands Ship Research Centre about investigations carried out by the Ship Structures Laboratory of the Technological

University Delft. Copies of the English version are

ob-tainable. It has also been published in International Ship-building Progress, Oct. 1966.

Z. Yet real low-stress fractures, being fractures preceded by local plastic straining only, have not occurred. The esti-mated transition to low stress fractures was about 45 °C. At 10 °C a so-called Extensive-Limited-yield-transition was found above which, the nominal fracture-stress was equal to yield point. For specimens without fatiguecracks, tins E.L.Y.-transition was about 40 °C.

The before-mentioned fractures occurring at 75 % of yield point were accompanied by not more than 0,15 % plastic strain over the whole length of the specimens (4 in),

(figure 10). When an imaginary specimen should have been tested of a length usual in ships, the plastic fracture-strain would have been 0,04 %. This suggests that perhaps a part of the fractures found in T 2-tankers during and after World War Ii were not low-stress fractures as gene-rally assumed but high-stress ones. Tins is supported by the consideration that local waterpressure, cargo pressure, corrosion, thermal streses, and unfairness of plating were factors active in these ships, but excluded in the tests.

The main cause of the small plastic deformability of the structures concerned is that the test section simply con-tains too little effective material.. A part of the bracket does not contribute to the axial strength (figure 6).

5. The large difference in temperature between the transition

to low-stress fractures on one hand and the 15 ftlb and N.D.T. transitions on the other hand was intriguing. The-refore static and Drop-weight tests have been performed with V. d. Veen-type specimens containing fatiguecracks (figure 21). A difference of more than 50 °C was found for fracturing in both cases without any plastic deforma-tion (measured by means of small strain gauges below the root of the fatiguecracks). The static bending load at 60 °C was 22 tons. In contrast a drop weight of only 22 kg falling from 35 cm height was sufficient for fracturing at 10 °C. In fact fracture could be obtained bij hand by hitting the specOnen on an anvil.

6, it proved to be the extreme sharpness of the fatiguecracks rather than the fatigue damage at the notch root that made these test-pieces so vulnerable in impact loading. 7. it is concluded that static tests with large structural

com-ponents are often not sufficiently realistic. Impact loading should also be applied. This type of loading might have a sinalar effect as residual stresses, because release of resi-dual stresses at the onset of cracking is a matter of insta-bility due to which it can take place in a very short finte.

J.

1. Inleiding

Sterkte-onderzoek met constructies van ware grootte is nauw verwant met het bestuderen van breukgevallen die

zich in de praktijk voordoen. Bij beide zijn zowel de mate-riaaleigenschappen als de vorm van de constructie en 4as-.

1invloeden betrokken.

Len belangrijk punt in het voordeel van experimented onderzoek in een laboratorium is dat de omstandigheden

welke tot een breuk leidden nauwkeurig bekend zijn en dat alle verschijnselen die bij de breukvorming ,een rol speelden,, bekeken kunnen worden.

Len ander voordeel is dat in de plaats van een incidenteell praktijkgeval, een aantal identieke constructies beproefd kan. worden, wat tot betrouwbare conclusies leidt.

Voor het in

dit artikel te behandelen onderzoek zijn voornamelijk proefstukken gebruikt van typen die niet zo lang geleden in de scheepsbouw gebruikelijk waren. Zij; bevatten constructiedetails die ook in andere staalconstructies voorkomen (zie fig. 1).

Het zifn min of meer abrupte overgangen tussen platen

die of in een vlak liggen of loodrecht op elkaar staan.

De proefstukken stellen de onderbreking van

bodem-langsspanten ter plaatse van waterdichte dwarsschotten voor.

Zij zijn afgebeeld in figuur 2. De nogal verwerpelijke

uit-voering van deze doorverbinding is met opzet gekozen om bij het praktisch gebruik van de uit deze proeven verkregen ,sterktegegevens aan de veilige kant te zijn. Daarnaast is het

onderzoek afgestemd op trekproeven die omstreeks 1950 in de Verenigde Staten met soortgelijke proefstukken zijn Fig. 1. Constructiedetcals in de proefstukketr;

discontinue-teiten tussert platen die in een vlak liggen en platen die loodrecht op elkanr Sloan.

Simplified construction details of specimens

.1 Knie-schot Spant-schot 'Spant-bodem: Schot-bodem: Knie-spantflens:: 2000 1A SPECIMENS . -8PEomERS :J1 9 2000

Fig. 2. Proefstukken l'Aret lashijzonderheden.,

een laag komeet-wit 5 mm, Test specimens,

aan de einden rbij het schot 6,3 mm.

een laag komeet-wit 5 mm. _Lasvolgorde:

2 lagen komeet-wit 6,3 mm, een laag Resistent" 5 mm. leen laag OK.48 3,25 mm (yea. f).

'non

° *e. ° LIG 4.5

DISCONTINUITY BETWEEN PLATES BEING IN ONE PLANE

DISCONTINUITY BETWEEN ORTHOGONALLY PLACED PLATES

Electrodes.:

Frame- bdt tom : lobe Layer Kome et " white 5mm...

at ends near bulkhead : one layer

..Kol-neet" white 4,3 mm . Bulkhead -.bottom: idem

'Bracket-framef Lange : two layers ..KoMeet"white 43 mm. one layer ..R esist en t " 5 rnm. Bracket -Ibulkheadlone Layer.. 0.K 48" 3,25 mm (vert.1

Frame - bulkhead

Sequence : 11 Bulkhead - bottom.

2 Frame - bottom (from mid-span till ends..)1 3 Bracket - frames. 4 Bracket - bulkhead . 2A SPECIMENS 0.,,(2B) 254 13 1 Schot-bodem.

2 Spant-bodem (van midden naar

de eindenY. 3 Knie-spanten.. 4 Knie-schot. 11 ° ^ 0:-AT---'. la 'LILO+ fi446.5

I . ""

0°...i...,_.:. _ F WELDING PARTICULARS_. 1472 10 . . 19 -'1472 -13

..rricieraior . Cooling box I

.`.11?

verricht. Deze waren vervaatdied van oorloasstaal I[1]. Ten-,

slotte is er rekening mee gehouden dat in Japan veel

mate! iaal verzameld is over de elastische en plastische

rekverdelina in schaalmodellen van vergelijkbare ontwerpen. De resultaten van deze beide onderzoekingen kunnen overi-gens niet warden gebruikt als maatstaf voor de sterkte van scheepseonstructies. De belasting van een schip is verschil-lend van die bij die proeven.

Een schip wordt niet statisch maar wisselend belast, voor-.

namelijk door de zeegang. Dit is

de reden dat in het

4aboratorium voor Scheepsconstructies in eerste instantie een onderzoek naar de vermoeiingssterkte van de betrokken constructies is ingesteld. Dit onderzoek is gepubliceerd in Lastechniek nr. 8 van 1966 en in [31.

Toen de eerste resultaten van het vermoeiingsonderzoek beschikbaar kwamen, zijn ze gebruikt am te beoordelen hoe groot het gevaar van vermoeiing in schepen eigenlijk is [4].

Het bleek dat jdens het bestaan van eon schip zich geen

gi cite vermoeiingsscheuren kunnen ontwikkelen. Wel kunnen

kleine scheurtjes in het langsverband ontstaan. Eon schip

kan dus niet breken als gevolg van vermoeiing.

Een andere en belangrijke vraag is of de aanwezigheid van kleine scheurtjes gevaar inhoudt voor de sterkte bij lage temperatuur, m.a.w. of zich uit die sch.eurtjes brosse

breuken kunnen ontwikkelen. Tenslotte bestaat de kans dat vermoeiing de kwaliteit van het scheepsstaal aantast in die

zin dat van een duidelijke verbrossing moot worden

ge-sproken. Met het laatste wordt bedoeld de beschadiging van

het materiaal voorafgaand aan het ontstaan van scheuren.

In overeenstemming met deze overwegingen zijn de

proef-stukken na vermoeien bij betrekkelijk lage temperaturen tot breuk belast.

Het spreekt vanzelf dat een belangweklcend aspect van onderzoekingen als het bier behandelde, het vergelijken van de beproevingsresultaten met materiaalgegevens

verkre-gen met behulp van gebruikelijke afnameproeven is. Hier-.

van kan al

vast worden gezegd dat de overeenstemming nogal onbevredigend was. Daarom is het onderzoek uit-gebreid met twee onderdelen. Het eerste bestond uit

ver-Fig.. 3. 600 Tons trek-, druk-, vermoeUngsmaclUne.

600-Tons tension, compression, ocatigue testing machiino, 01,0..=L;,ge 43t-I Specimen " ° u rca _

moeien van prismatische proefstaven. Hieruit werden na

eon zeker aantaI wisselingen kerfslagstaafjes vervaardigd .waarmede de achteruitgang in kerftaaiheid werd bepaald. Het tweede onderzoek bestond nit het statisch en op schok

belasten van platen, voorzien van diverse typen kerven,

in bet bijzonder vermoeiingsscheurtjes. Beide onderzoekingen

leidden tot een bevredigende verklaring van het gesigna-ileerde aebrek aan overeenstemming tussen de resultaten

van de proefstukken van ware grootte en van afnameproeven. Proefopstelling

De proefstukken zijn ingebouwd en belast in de 600 tons ktrek-drukbank van het laboratorium voor Scheepsconstruc-ties van de Technische Hogeschool te Delft.

Na afloop van de vermoeiingsproeven werd, am de

proof-stukken been een arote kist aangebracht, die aangesloten werd op eon koelmachine. Het koelmedium was lucht r(fig. 3). De laagste temperatuur die kon worden bereikt

was 40 °C.

Een ovefzicht van de resultaten van het aan de breukproef voorafaaande vermoeiingsonderzoek [3] is gegeven in tabel

I van punt S.

Trekproeven met drie nietvermoeide constructies;

vergelijking met resulta ten voor construct/es vervaardigd van Amerikaatis oorlogsstaal.

In figuur 4 is eon vergelijking to trekken tussen de resul-taten van constructies die kort na de oorlog in de Verenigde

Staten zijn beproefd [I) en constructies gemaakt van

Hoogoven-staal van 1960. Alle in doze figuur aangegevert proefstukken waren niet-vermoeid.

De Amerikaanse proefstukken vertonen bij 18 °C eon

duidelijke overgang van breuken ontstaan bij nominate

span-ningen gelijk aan de vloeigrens naar breuken ontstaan bij ongeveer drie kwart van de vloeigrens. De Nederlandse

proefstukken vertonen doze overgang in het door de proeven bestreken temperatuuraebied niet. (Onder punt 4 zal blijken dat voor de Nederlandse proefstukken in vermoeide toestand wel een overgang als. bovengenoemd gevonden is),

1500

-45

BEPROEVINGSTEMPERATUUR ( °C ) DE E.L.Y. OVERGANG IS DE TEMPERATUUR WAARBOVEN HET MATEFfIAAL VAN DE BREUK-DDORSNEDE STORK GEVLOEID HEEFT VOORDAT BREUK ONTSTOND EN WAARBENEDEN SIT MATERIAAL .PERKT GEVLOEID FIEEFT. ( 2/E BOVENSTE TWEE GEVALLEN VAN FIG .5 ) EIGENSCHAPPEN VAN AMERIKAANS OORLOGSSTAAL CHARPY - V 15 f t... TEMP ( 2,1 KOM ) A..12 °C

CHARPY-V 50,KRISTALLUN UITERLUK-- + 49°C N.D., ( PELLINI ) _ 5 NAVY-TEAR TEST

Cy KNIE 2960 kg/crn2 Gy BOSOM 2640 kg/.r,2

Tabel 1. Overzicht van het onderzoek.

Summary of tests and results

5 0 AMERIKAANSE fl NEDERLANDSE PROEFSTUKKEN 0 AMERIKAANSE PROEFSTUKKEN O NEDERLANDSE

Fig. 4. Vergelijking tussen resultaten voor proefstukken gemaakt van Amerikaans oorlogsstaal en van Hoogoven-staal nit 1960.

Comparison between specimens of American war-time steel and Dutch 1960-steel

1 2 3 4 5 6 7 I 8 I, 9 I 10 11 12 I 13 14 I 15 16 17 1 18 I 19 I 20 I 21 22 PROEFSTUK N. AANTAL WISSE-LINGEN VERMOENNOS-BELASTING BREUKLAV (TONNEN I TEMP °C GEMIDDELDE BREUKSPAN-.0 (NETTS)

OFF. ..VER140E.NOSEIREUK (m1.7) V b ii.,

.`--.(g .? L,

0.

g It L° 0, ,A,,, 4 /THUMB NAIL-(rntn2 ) 4 (21E Fiala) z

au555/5/2 VAN nET

BREUKOPPERVLAK (1.GLAD) (11ZEER RIM ) ANDERE WAARNEMINGEN OUFERS VERWUZEN SE KOLOMMENJ AANW921NOEN UIT DE FIGUREN NO BEGIN VAN BROOK CONCLUSIE VAN KOL.12-22 .IE BOSOMOF (LAN.SPANT) kgArn2 to* NIA"' 'Vk' "NerlUZKIVEOr1BWOKTN DEEL DEEL

'

12 13 14 11 17

141 ALLEEN STATISCH REPS. 491 -31 2040 1053 BREUKEN INBEIDE KN1EEN

142 24000 '0X., °%. 325 -33 2010 0275 230 20 900 40 -4.9 120 5 2 8 7 13 7 8 BOSOM

143 17620 717% °174X2, 350 -23 2055 1355 112 75 160 130 -105 1 3 B 8 8 B 8 BOSOM

144 5660 IX a, 465 a 2721 1729 m 170 160 -121 It_{15. VENLIG}GUN BREUK BOSOM

145 ALLEEN STATISCH REPS. 516 +20 2904 111.45

146 11250

'X,

340 ,0 2050 13.02 210 36 518 -56 25 7 3 KN. KN. (ON) (..) KN. BRIE

147 4150 '4%.2°3:., an -65 2507 39.82 60 40 vs tooa

30 -10.°15

70 7 2 9 19 B 8 KN. SODOM

1A6 31200 .7%, 71%2 33 -40 1974 12.52 46 270 20 0 3 4 2 rEiETI/VP°LAD:///7G':

VD.PERVBODEMSTR

144 6GECONSTATEERD

(2IE APP12 I

K . 7 7 . KOSKI,

1B/22/00 '70.Y5'23 .6%32 510 -NO 2265 %TS 334 50 210 4 3 g 1 7 7 g BoDEm

241 ALLEEN STATISCH BEPR. 491 -35 2053 15" 13SEEN BROOK KNIE

242 4000 6./.75.1.4',.2 386 -33 2295 1857 3061 345 136 160 51 0 5 6IL5 1 BREUKEN TN BEIDE KNIEeN KN. KN. KN. ION. N. KNIE 243 14040 .715,5/0 .5"</37 350 -21.5 2029 12.99 270 35 50'D11.7 (155) AO -141 s 9 2 65. 7 7 B 7 244 17550 7"Ya5, 75X /06 11/ -0 2401 15.24 04 iso 105a 57

-17.5 13 a 13. SEEN BREUK (..) KN. KN. KN. KN, KNIE

246 7140 7'2%,"%/. 304 -a 2234 10 5 79 84

14

a 75

-9.4 3 6 11SEEN BREUK (KN.) KN. KN. KN. KN. KNIE

247 32000 °75,5555

'IX,

799 -6.3 2255 0472 08 IN 100 BONDING (17,4 5,1 23 7 1 7 KN. 7 7 248 10 '734.3 "%34 5,4 -5, 2984 7892 50 /5 42 DING (150) se -as s 3 12..E.1_105 BROOK OVER 1101nrn, YERDER BROS 13 BROS 8 BOSOM 2B1 moo .117X97 '7%41 S. -3s 2272 14.3 432 375 30 15 5

-3. GOON BREUK KN. KN. K (KN) RN. KNIE

02 37400 '11,..<4. '49z"75 450 -34 2835 1.99

,_

805 23 -21

02' 31400 .144,5,/..97.4. uo -38 154 1.,, _B25,,.'4a4

03 54770 °";cao 71515,.//aa 439 -30 2990 ia... _"Xur) 72 399

04 20e10 .177r,'%. 425 -135 2650 16.. "/506 -22.2

AL DUE PROEFSTUKKEN /UN ALLEEN STANSCX

0 BEPROEFO a

v

.cyVAN -LANGSSPANT k----' i 24/0n/41 BOSOM EN I I a .-0-, VAN TERIAAL I K.NIEMA-93 I

I0 0

OESCHATTEi NEDERLANDSE STUKKEN OVEREIANGSTEMPERATUUR _VAN SE NIET-VERm0EIDE ELY. PROOF-(1960) ___AMERIKAANSE ELY OVERGANG VAN NIET-VERMOEIDE STUKKEN (OORLOGS-STAAL) PROOF-I I 3100 2900 2700 2500 2300 2100 :74 1900 1700 .10 I +2 -30 -20 -40 0- 1 N.D.T. 557. v.d. VEEN CHARPY- V I 100, TAM

15 HT ROBERTSON STOP: ISOTHERME ROBERTSON CHARPY-V GRADIENT PROEF STOPTEMPERATUUR

(BEGIN VAN PARABOLISCH SCHEURE/NO ) .d. VEER 100% BROS NEDERLANDSE PROEFSTUKKEN 241 ealAi N145

--10 -I I' I I I NAAR I I KNIE SODEN I .123Y618 I 197 1 7 7 1 7 I D

HIGH-STRESS FRACTURES

LOW-STRESS FRACTURE

gaverage = Coverage(bottom) Coverage(bracket) Gyield 0.60yteld 2 0.8 Gyield Coverage gyietd Coverage ','<gyield Y3 gyield) region in which yielding occurs

Fig. 5. Plastisch vervormd gebied in geval van hoogspan-nings- en laagspanningsbreuken.

Plastic zone in case of high stress and low stress

fractures

Voor het gemak is de bij 18 °C gesignaleerde

over-gang E.L.Y.-transition genoemd, dat is Extended-Limited-Yield"-transition. Boven die temperatuur heeft het materiaal namelijk gevloeid in een grant gebied van de proefstukken, terwijl beneden die temperatuur vloeien alleen plaats vond

in een klein gebied aan weerszijden van het dwarsschot.

Het wezenlijke verschil tussen beide gevallen is dat in het

eerste geval breuk ontstond nadat in het gebied ter weers-zijden van het schot vloeien over de voile hoogte van de

knie en de breedte van de bodemplaat had plaats gevonden,

terwijI in het tweede geval de bodemplaat wel over de voile breedte, maar de knie slechts over een gedeelte van de hoogte kon vloeien. In beide gevallen is sprake van

zogenaamde hoogspanningsbreuken. In figuur 5 is het

verschil tussen beide typen hoogspanningsbreuken en een type laagspanningsbreuk in beeld gebracht. Opmerkelijk is

nu dat het tweede type hoogspanningsbreuk ontstaat bij een

nominate spanning die ender de vloeigrens ligt. Dit hangt

samen met de constructie van de proefstukken die ertoe leidt dat wanneer een zuiver axiale belasting aan de

einden wordt uitgeoefend, buiging in het middengedeelte ontstaat. De oorzaak is dat het zwaartepunt van een

dwars-doorsnede in het kniegebied hoger ligt dan van een

door-snede erbuiten (zie fig.

6). Dit heeft tot gevolg dat als

aan weerszijden van het schot in de bodemplaat en aan de onderzijde van de knie vloeien van het materiaal begint, de

gemiddelde spanning over de gehele verticale doorsnede

niet meer dan 70 a 75 % van de vloeispanning is. Deze reductie in vloeisterkte wordt mede veroorzaakt door het feit dat het oppervlak van de schuin staande, gebogen

breukdoorsnede van de knie kleiner is dan van de verticale

cioorsnede direct naast het schot (zie fig. 6). (Het laatste

oppervlak is gelijk aan dat van het langsspant).

Terugkerend tot figuur 4 valt te concluderen dat de resul-taten van de Nederlandse proefstukken veel beter zijn clan van de Amerikaanse. De E.L.Y.-overgang van de Nederlandse

proefstukken ligt lager dan 34 °C en kan zeker gesteld

worden op 40 a

45 °C,

omdat, zoals verder in fieuur 10

to zien is, de vervormingen bij 34 °C nog bijzonder groot waren. De proefstukken zijn dos ruim 20 °C beter" dan

de Amerikaanse proefstukken die gemaakt waren van oorlogs-staal. De sarnenstelling hiervan was: 0,25 % C; 0,42 % Mn:

0,009 % P; 0,025 % S; 0,08 % Si. In figuur 4 lijkt het

crop dat er geen verschil in kwaliteit is tussen het

recht-afgesneden type IA en het cirkelvormie uitgespaarde type 2A. Toch was er een essentieel verschil. Proefstuk 1A1 is geheel doorgebroken, terwiji van proefstuk 2A1 alleen de

knie is bezweken. In 1A1 lag de oorsprong van de breuk in de bodemplaat; nadat deze was bezweken, ontstonden

gelijktijdig twee breuken in de knie; een aan elke kant van het schot.

De cirkelvormige uitsparing in 2A1 heeft dos een zeer gunstige invloed ter plaatse van de bodemplaat. Ondanks

een hevige schok veroorzaakt door het breken van de knie bleef de bodem heel.

Aan de kniezijde heeft de cirkelvormige uitsparing weinig verbetering gebracht. Dit komt vermoedelijk doordat de hori-zontale flens van het langsspant niet was afgeschuind. De

reden hiervan was dat seen verschil met de Amerikaanse

proefstukken gewenst werd.

De resultaten van welbekende afnameproeven stroken niet met het gedrag van de proefstukken 1A1 en 2A1 (zie figuur 4; verdere materiaalgegevens zijn te vinden in Appendix I). Voor de Amerikaanse proeven geldl dit overigens evenzeer. Aileen de N.D.T. benadert de E.L.Y.-overgang bevredigend.

Hierbij moet warden opgemerkt dat het enige dat in [1]

aan materiaaleigenschappen was gegeven de

fracture-appearance-transition- (kristallijn-vezelig overgana) verkre-gen uit Navy-tear-tests was. De Charpy-V en Drop-weight

waarden verrneld in figuur 7 zijn schattingen gedaan aan

de hand van vele gegevens uit [5].

Aaneezien de Navy-tear-test nauw verwant is aan de Van

der Veen buigproef, zullen de 50 % taai-overgangen ge-vonden bij deze proeven elkaar weinig ontlopen. Het ver-schil tussen het Amerikaanse en het Nederlandse staal komt dan neer op een verschil in overgangstemperatuur van

38 10 = 28 °C. Dit klopt goed met de overeenkomstige

ABRACKET.

pi,

Artii.:ET.,,BRA,KETx.os2.

II"IILIIIIIIIIhillib\

LOAS

I

1 M-

1

lie! knie-Fig. 6. 111mm-cafe van het slechte rendement van

materiaal.

Illustration of inefficient use of bracket material

BOTTOM = A BOTTOM +

-SO -410 -30 3/00 2900 .-Cy 11.410. F 27.__BOTTOZ PRP.. 2500 2100-1900 1700 2A

ESTIMATEDELYTRANSITION

OF STATICALLY TESTED DUTCH SPECIMENS (1960) 02 ."-Cy BRAM!, 42m, 2A2 2300 ;,*.ilirn21111). .

verschillen in E.L.Y.-transition van de beproefde

construe-ties: zijnde 40 18 22 °C. Opvallend is dat het

versehil tussen de Charpy-V-overgangstemperaturen voor

50 % kristallijn uiterlijk veel groter is en wel 49

3 =

46 °C, terwij1 het verschil voor een kerfslagarbeid van 15

ftlb (2,1 kgm) veel beter ligt: 12

(-10) = 22 °C.

Het omgekeerde had meer in de lijn van de verwaohtingen

gelegen.

In de volgende paragraaf zal blijken dat het gehele beeld

ingrijpend verandert wanneer de vermoeide proefstukken

worden beschouwd.

4. Trekproeven met vermoeide proefstukken

De werkwijze was als volgt. Een vermoeiingsproef werd

gedaan bij kamertemperatuur tot een scheurtje zichtbaar

werd. Vervolgens werd de temperatuur verlaagd onder voort-gezet vermoeien. Bij de gewenste temperatuur werd de proef precies aan het eind van een belastingscyclus onderbroken,

waarna korte tijd later de trekproef tot breuk volgde.

De vermoeiingsscheuren waren in het algemeen op het

moment van ontdekken klein, zoals te zien is in de figuren

7, 8, 18 en 19. Desondanks lag de E.L.Y.-overgang meer dan 30 °C hoaer dan van de niet-vermoeide constructies

(fig. 7) en zelfs boven die van de niet-vermoeide Amerikaanse constructies. Het 2A-type met cirkelvormige uitsparing was beneden de E.L.Y.-temperatuur. maar weinig beter dan het 1A-type, behalve wanneer zeer kleine vermoeiingsscheurtjes aanwezig waren. Dit was het geval met de bodemplaat van 2B1 die analoog aan die van het niet-vermoeide proefstuk 2A1 niet is gebroken. Bij hogere temperaturen in de buurt van de E.L.Y.-transition was dit ook het geval in

2A-proef-stukken met wat grotere scheurtjes. De 1A-proef2A-proef-stukken

zijn altijd geheel doorgebroken.

Het is merkwaardig dat zelfs bij de laagste beproevings-temperaturen noch complete noch gedeeltelijke laagspan-ningsbreuken zijn ontstaan ondanks dat zich vermoeiings-scheurtjes in de overgangszone van lassen t.p.v. constructieve discontinuiteiten bevonden. Tijdens het koelen werden deze scheurtjes door het voortgezet vermoeien groter waarbij zij meer of minder ver in de overgangszone liepen. Hierbij was

Fatigue- crack

Fig. 8b. Vernweiingsscheur en brosse breuk in de bodetn-plaat van 2A2.

Fracture surface of bottomplate of specimen 2A2 VB."1:7.'24 ! TAIU ng,r7J 15 4

ci[=3

TT 20 BREADTH OF BOTTOMPLATE,57rrtrn 2B =762 11 93 .313114rr, 0 0 : Le'

h

0 V BREADTH OF BOTTOMPLATE457(nm B17.112mdi -144=v4 L 111.rnen2 3 2A3 I AMERICAN SPECIMENS

2 ( IDENTICAL TO 1A AND 2A)

V E Y. TRANsmoN-H ELYTRANSTTEN

OF STATICALLY TESTED FATIGUE-LOADED _{- 1} BR=FATIGUE CRACK IN BRACKET

L = LONGITUDINAL FRAME WAR STEEL SPECIMENS SPECIMENS

B BOTTOMPLATE 10 1 N.01, SO% CHARPY-V 4113 I +20 I I ' d.v, !100..AFIEIBOUS -TEST TEMPERATURE (CF.) +10 +20 +30 +40 0 +60 +70 -10 20

ii.I., IT ONLY STATICALLY 711111ED,e3

9 TA BREADTH OF BOTTOMPLATE4S7n/rn I 2A911,!"./=1 TAN 762rnm iTESTED WEI

EL Y.TRANSITION IS THE TEMPERATURE ABOVE WHICH EXTENSIVE YIELDING AND BELOW WHICH LIMITED YIELDING OVER

THE FRACTURE-SECTION OCCURRED. 1S f Ill/. ROBERTSON STOP ROBERTSON STOP-THROUGH CHARPY-V GRADIENT -TEST (ISOTHERM) PROPERTIES OF AMERICAN WAR-STEEL (START OF PARABOLIC SHAPE)

15ft.lb TEMP ....+12°0 =4 &VEEN 100%CRYSTALLINE

SO% CHARPY- V

°C

CLEAVAGE-SHEAR NAVY TEAR TEST 38°C Cy BRACKET 2960 Mg icrn2

Cy BOTTOM =2640 kgicrn2

Fig. 7. Algemeen beeld van de brosse breukproeven uitgevoerd in de Verenigde Staten en in Nederland.

De Nederlandse proefstukken waren met uitzondering van JAI, 2A1 en 1A5, vertnoeid. (Voor Nederlandse tekst zie fig. 4).

General picture of brittle fracture investigations carried out in the United States (war-time steel) and the Netherlands

(fatigue loaded specimens)

Fig. 8a. Vermoeiingsscheur in niet-gebroken deel van de

bodemplaat van 2A2.

Fatigue crack in nonfractured part of bottomplate

of specimen 2A2

1500_4, _{-30 -20}

TEST TEMPERATURE (CENTIGRADE) 1 0 -+490C -0

=

1 5 Br)ftleparf 0

de kans groat dat zowel het meest door het lassen bedorven" plaatmateriaal als het gebied met de hoogste lasspanningen doorlopen weed..

Het blijkt dus dat de laagste beproevingstemperatuur nog

hoog genoeg was om le voorkomen dat de lasspanningen

een nadelige invloed konden hebben. Het is onwaarschijnlijk dat deze lasspanningen volledig geelimineerd geweest zijn door het ontstaan van vermoeiingsscheuren. Deze waren daar

to klein voor. Wel is mogelijk dat de lasspanningen

gere-duceerd zijn doordat de vermoeiingsbelasting bij de meeste proeven aan de hoge kant was. Anderzijds wijzen de grote vervormingen die in alle proefstukken aan de uiteindelijke

breuk vooraf gingen crop dat ook wanneer de residuele

spanningen niet door de vermoeiingsbelasting zouden zijn gereduceerd, de breuksterkte er niet door zou zijn beinvloed.

Het komt or dus op neer dat in deze, nogal inferieure,

gelaste constructies, in vermoeide en aescheurde toestand, zelfs bij temperaturen 30 °C beneden de N.D.T. geen com-plete of gedeeltelijke brosse breuken zijn ontstaan voordat

de vloeigrens in grote gedeelten van het breukgebied was overschreden. Dat niettemin de nominale spanninaen bij

breuk kleiner waren dan de vloeigrens is at verklaard in punt

a Breukvlak.

a. View at fracture section

C Detail van bodemplaat.

c. Bottom detail

Fig. 9. Breukgebied van Oa'.

Fracture section of specimen 02'

3 In figuur 7 is te zien dat de breukspanning in het algemeen ongeveer 2000 kg/cm2 was. Uit metingen met rekstrookjes is gebleken dat vloeien over de gehele breedte van de bodem-plaat al bij een nominate spanning van 1800 kg/cm2 beaint. Dit betekent dat elke breuk die in de bodemplaat bij of boven die spanning ontstaat, een hoogspanningsbreuk is. Dit leidt tot de veronderstelling dat wellicht verschillende brosse breuken ont-staan in schepen niet, zoals gewoonlijk wordt aangenomen, laagspanningsbreuken waren, maar hoogspanningsbreuken.

Weliswaar is een spanning van 1800 kg/cm2 veroorzaakt

door langsscheepse buiging, zelfs indien rekening wordt ge-houden met slamming (zie [4]) bijzonder hooa, maar vloeien

in de bodemplaat kan ook veroorzaakt worden door een

combinatie van langsscheepse buigspanningen en lokale buia-spanningen veroorzaakt door water- of ladingdruk. Verder spelen thermische spanningen, filtering van het materiaal, onvolledig meewerken van aedeelten van beplating als

ge-volg van onvlakheden, en buig- en membraanspanningen in onaesteunde plaatgedeelten een grote rot. De voor het

ontstaan van laagspanningsbreuken zo gevaarlijk geachte

residuele spanningen zullen trouwens toch in schepen zelden

tot moeilijkheden kunnen leiden.

Dit komt doordat de

b Detail van spantflens.

b. Flange of longitudinal section

d Zuaanzicht.

d. Side view

schepen voordat zif in gebieden van lage temperaturen komen, al aan belastingen zijn blootgesteld bij veilige" temperaturen. De residuele spanningen worden hierdoor

grotendeels gee1imineerd. Wanneer bij koud weer de

betas-ting lager of zeer weinig hoger is dan de hoogste

he-lasting die ()oft bij een veilige" temperatuur is opgetreden,

is de kans op een Raagspanningsbreuk" praktisch nihil.

In oudere schepen zullen breuken derhalve meestal

hoog-spanningsbreuken in de eerder omschreven zin zijn. Lattg-spanningsbreuken zullen vooral in jonge schepen zijn \icor-gekomen. Het meest bekende voorbeeld is de Schenectady, die liggend aan de afbouwkade doormidden brak.

Een type breuk dat net als laagspanningsbreuken zonder enige voorafgaande plastische vervorming ontstaat, zal wor-den besproken in punt 8. Het zijn breuken veroorzaakt door 'schokbelastingen.

In figuur 7 staan nog twee punten, gemerkt 1BI en 281.

Deze hebben betrekking op proefstukken waarvan de

bodem-plaat een breedte had van 762 mm in bodem-plaats van de 457

mm van de overige proefstukken. Uit wat in punt 3 bij figuur

6 is

opgemerkt valt te begrijpen dat die proefstukken

waarin het kniemateriaal een kleiner percentage van de

doorsnede uitmaakt clan bij de A-typen, minder zullen

buigen onder axiale belasting. Dientengevolge kan de nomi-nate spanning tot breuk hoger zijn, zoals ook uit de proeven is gebleken.

Naast de tot nu !toe behandelde proefstukken waarin de langsspanten met behulp van knieen doorverbonden waren, zijn enige constructies bcproefd waarvan het spans door het

dwarsschotje heenliep (02, 03, 04). De resultaten waren

zeer goed.

Bij de trekproef tot breuk van 03, was het

oppervlak van de vermoeiingsscheuren gelijk aan 12 % van de, dwarsdoorsnede. Desalniettemin lag de netto breukspan-ning bij 30 °C een stuk haven de vloeigrens.

Proefstuk 09' was samengesteld uit de twee helften van 02.

De langsspanten werden gelast tegen het schotje met K-lassen, de bodemplaten werden voorzien van een V-naad.

De lassen waren van middelmatige kwaliteit.

Dit proefstuk is het enige dat vermoeid is tot eenicomprete

breuk ontstond en wel bij 38 °C. Het oppervlak van de

gezamenlijke vermoeiingsscheuren bedroeg op het moment

van breken 15 % van de dwarsdoorsnede (zie figuur 9). De nominale spanning was gelijk aan 1750 kg/cm2, maar

deze waarde is net als bij de onderbroken spanten misleidend, omdat door de aanwezigheid van de vermoeiingsscheuren

in de bovenste helft van de doorsnede het proefstuk aan-zienlijk doorboog. De som van de nominal° waarden van

axiale en buigspannincen bedroeg ongeveer 2500 kg/cm2.

De plastische vervorming lanes de breukdoorsnede was

gemiddeld 0,8 %.

5. De vervormingstoestand op het moment van breken

Alle proefstukken zijn voorzien van een netwerk van

gelijkzijdige driehoeken, aangebracht met behulp van

drie-punts-centerponsen. Drie ponsen waren beschikbaar

res-pectievelijk met zijden van 20, 30. en 100 mm.

Voor en na elke proef werden de afstanden tussen de punten gemeten met een mechanisch rekmetertje. Met deze geeevens konden de hoofdrichtineen worden bepaald en kon de plas-tische rek in iedere gevvenste richting warden berekend.

In aanvulling hierop zijn plaatdikte-metingen verricht voor

en na elke proef en wel

speciaal in

de buurt van de

breuken. Al deze meetwaarden zijn vervolgens gecontroleerd

op de voorwaarde dat de som van de blijvende rekken in drie onderling loodrechte richtingen gelijk aan nul moest

zijn. Onbetrouwbaar geachte waarden werden gecontroleerd door nieuwe metingen.

De blijvende rekken in langsrichting zijn in de figuren

25 en 26 van appendix III weergegeven voor 6 verschillende breukgevallen. Voor een proefstuk (1.A8) zijn bovendien de vervormingen in dwarsrichting en in dikterichting gegeven. Het betreft hier het proefstuk waarvan de

beproevingstem-peratuur lager was dan van alle anderen. De zes figuren

geven de gelegcnheid vergelijkingen te trekken tussen de

vervormingen in reCht afgesneden en cirkelvormig

uitge-spaarde constructies, proefstukken voorzien van smalle en brede bodemplaten, proefstukken met betrekkelijk grote en met kleine vermoeiingsscheuren en proefstukken getrokken bij lage en hogere temperaturen.

Een moeilijkheid bij het zoeken naar de critische defor-maties die bij een bepaalde temperatuur tot breuk leidden, was dat in de meeste gevallen niet bekend was of de brosse

breuk begonnen was in de knie of in de bodemplaat. Daar

kwam nog bij dat het vervorminesproces dat tot breuk

leidde in principe op vier verschillende manieren kon plaats

vinden:

Wanneer in de bodemplaat naast het schot vloefen over

de voile breedte begint, kan een brosse breuk ontstaan

zodra het plaatselijke vervormingsvermogen is uitgeput.

De ,schok waarmede de bodemplaat breekt, zal in het

,algemeen ook de knie doen breken.,

Wanneer de bodemplaat eaat vloeien, zal de onderzijde

van de knie gedwongen worden mee te vervorrnen. Hierdoor kan een breuk ontstaan in de knie, waarna

de bodemplaat door de schok eveneens zal bezwijken. In beide gevallen is het plastisch vervormen van de bodem piaat de oorzaak van de breuk. Het derde en vierde proces

dat tot breuk kan leiden is Ids a en b, nadat de woo den

knie en bodemplaat onderling verwisseld zijn.

In het laatste gedeelte van punt 5 zal blijken clar na

bestudering van alle mogelijke factoren die bijgedragen heb-ben tot de breukvorming of het verschijnsel begeleid hebheb-ben

de conclusie is

dat het eerste proces (a)

geldt voor dc

recht afgesneden 1A-proefstukken en het tweede (b) voor

de cirkelvormig uitgesneden 2A-proefstukken. Het is

on-waarschijnlijk dat de derde of de vierde mogelijkhe1d heeft

p aats gevonden. Dit volgt oak uit de waarnemingen met

rekstrookjes die tijdens de breu'kproeven zijn gedaari en alt wat is besproken in punt 3 bij figuur 6.

In fieuur 10 zijn uitgezet de rekken die na breuk over bepaalde lengten van de proefstukken zijn opgemeten. De rekken zijn het grootst over het gebied A (zie fig. 10).

Naarmate de meetlengte grater wordt, treedt de invloed van de rek in eebied A minder duidelijk aan de dag, zoals

blijkt uit de positie van de lijnen behorend bij, de gebieden B, C en D.

De E.L.Y.-overeangstemperatuur zoals die in figuur 7 is

gevonden, komt in figour 10 nog sterker tot uiting. De figuur toont aan dat het inderdaad een overgang is van de

mogelijkheid van vloeien over een uitgebreid (Extended) ge-bied naar vloeien over een beperkt (Limited) gege-bied. Beneden de overgang is in de vermoeide proefstukken het materiaal vrijwel uitsluitend plastisch vervormd in het gebied A. De

.grootte ervan is aangegeven door de zwarte symbolen en

de getrokken lijn. Tussen 10° en 38 °C loopt deze

bijna horizontaal bij een rek van ongeveer 0,9 %. Deze

waarde gelds voor beide proefstuktypen (IA en 2A)! (De vie:

-kante of rechthoekige symbolen golden steeds voor de

recht afgesneden langsspanten; de ronde of male symbolen voor de cirkelvormig uitgespaarde spanten. Het verschil

tus-sen vierkant en rechthoek, respectievelijk cirkel en ovaal duidt op het verschil in breedte van de bodemplaat van de

A- en de B-typen).

In de figuur is oak de rek van de niet-vermoeide spanten

1A1 en 2A1 aangegeven. Voor gebied A bedraagt deze bijna 4 %. De verhouding van de arbeiden tot breuk van de .vermoeide en de niet vermoeide spanten uitgedrukt in de verhouding van de produkten van nominale spanning

en rek is 28,5 x 4

114.

20 x 0,9 18

= 6'3

Het verschil tussen deze twee cijfers

is dus een maat

voor het verschil in arbeid dat door vermoeide en

niet-vermoeide constructies kan warden opeenomen in het

ge-biedje A. Voor het complete spans (C = 2,713 ni) is

het verschil nog veel grater en wel 28,5 x 1,3

20 x 0,15 12'3

In het werkelijke schip is de afstand tussen twee water-dichte schotten oneeveer

15 m. Een spant zonder

ver-moeiingsscheuren zou over die afstand ca. 1 % plastisch

kunnen rekken voordat breuk ontstaat, terwij1 een spant waarin zich s1echts kleine vermoeiingsscheurtjes bevinden

Met meer dan 0,04 % plastisch kan rekken. Het kan dus maar weinig meer vervormen clan elastisch mogelijk is

(0,1 %).

In eon niet-vermoeid continu spant, als afgebeeld bovenaan

in figuur 2, is de plastische rek tot breuk nog eens een

veelvoud van wat een niet-vermoeid onderbroken spant

(1A1 of 2A1) kan hebben, namelijk 5 %. Het verschil met een wel-vermoeid onderbroken spant is weer eon orde grater.

Het is nu van belang te beseffen dat dit enorme verschtl ,niet in de eerste plaats te wijten is aan de aanwezigheid

van scherpe discontinuiteiten en vermoeiingsscheuren in het

gehied A van de onderbroken spanten. Want dat gebied is nota bone het enige deel van de constructie waarin ,het

a

b.

3 2662.33 -2 1.66 L33 0.66, 0.33r ol -5D -r .40 TEST TEMPERATURE ,1°F ) -112, -30 -20

TEST TEMPERATURE (CENTIGRADE).

materiaal ook werkerijk plastisch vervormt. Dat kleine gebiedje van 15 cm lengte moet dus het plastisch

vervor-mingsvermo;;en leveren voor een constructie van 15 m lengte! Immers huiten dat gebiedje kan het materiaal niet plastisch vervormen omdat de vloeigrens er nooit wordt bereikt. Zodra

de nominale spanning een waarde van 75 % van de

vloei-grens overschrijdt, breken de vermoeide proefstukken in het gebied A. Dit is al eerder toegelicht in punt 3.

Aangetoond werd dat het materiaal in de knie niet volledig

deelneemt in het opnemen van de axiale bc..lasting; het

was maar voor ongeveer 50 % werlczaam. Dit betekent dat

over de gehele bleukdoorsnede maar ca.

75 % van het

materiaal bijdraagt in de sterkte ander trekbelasting. De

doorsnede bevat dus eenvoudigweg te weinig materiaal (eigen-lijk is het zo dat buiten die doorsnede teveel materiaal zit!)

Wanneer in het gebiedje A ongeveer Oen dercle meer

materiaal wordt ondergebracht, kan vloeien in dit gebiedje pas plaats vinden nadat in de rest van het spant de nominale

spanning de vloeigrens overschrijdt. In dat geval zal het gehele spant ongeveer 1 % plastisch rekken voordat in A

het materiaal plasfsch vervormt. De plast'sche rek tot breuk

is dan voor een vermoeid spant gebracht van 0;04 % naar

ruim 1 %. In een schip zou de benodigde hoeveelheid extra

materiaal slechts % van het aanwezige bodemmateriaal

vormen, waar een verhoging van de toeiaatbare spanning,

-van ongeveer 20 % tegenover staat.

Het plaatselijk versterken van het breukgebied A kan het

beste geschieden door de bodemplaat dikker te maken als

aangegeven door de gestippelde lijn in figuur 6 dus niet

door ,materiaal aan de knie toe te voegen. 'turners

ver-sterken van de knie zou tweemaal zoveel materiaal kosten,

omdat de knie maar 50 % effectief

is. De neutrale as

zou bovendien plaatselijk nog hoger komen te liggen clan

nu al het geval is, waardoor de ongewenste secundaire

buiging vergroot zou warden, en de efficiency van de knie nog kleiner zou zijn.

Terugkerend tot figuur 10 is te zien dat bij ongeveer

40.°C een overgang naar laagspanningsbreuken te

ver-wachten is. De rek in gebied A van proefstuk 1A8 is slechts

een derde van wat voor andere proefstukken haven die

temperatuur is gevonden. Het is weliswaar maar een

proef-stuk dat een zo lage rek vertoont, maw- gezien de geringe

CONTINUOUS SPECIMEN

4_INTERRUPTED SPECIMEN

al 02 h oA a5

Fig:. 10. Rek tor break peon iddeld over bepaaide lengterr van de prodstukken.

Average strains for different gauge lengths of specimens

spreiding in de resultaten van de overige proefstukken mag vertrouwd warden ,dat 1A8 geen toevallige uitzondering is. Bif de E.L.Y.-overgang (-8 °C) is een duidelijke toename

in de rek tot breuk te constateren; het schijnt dat pas na

sterke plastische vervorming (rekverstevigen) een brosse

break kan ontstaan. Bij 0 °C is ook dIt Met voldoende;

de breuk van 1A4 was een 100 % schuifbreuk. In proefstuk 2A8, beproefd bij 10 °C, ontstond aanvankellijk een

schuif-breuk in de knie over een lengte van ongeveer 100 mm. De bcxle,mplaat werd hierdoor sterk gerekt zodat er uit-eindelijk een brosse breuk in ontstond. Door de ermee

gepaard gaande sohok ging de schuifbreuk in de knie over

in een brosse breuk. Deze proef doet vermoeden dat de

NeDEFORMAT/ON

(FOR GAUGE 0E6066.15m3

Fig. 11, Trekkrommen voor een niet-vertnoeid fdoorgctand

span! ,en een wel-vermoeid onderbroken spant. (Geldt alleen beneden de E.L.Y .-temperatuur van

de laarste)

Stress-strain curves for continuous beam andl

inter-rupted specimens (below ELY-transition of latter)

M 1

ONLY .5TAT raw( TESTED

1 I 1

4

2Ak

0

1714.41 2A1 8B1A1 1 (0 ₇₄₁₄₁₃ / 1A2 Ell 2,A411. 02 2A6 2A7 18 281 7:,g1A2 CD 7A3 Al ,,,e. 4 A, 2A6 ., 1A6 2A601 , ..) )3'7

"U:-.II.

__Jig__

.__--, -- i1->,

_ _ _ _

, ti°,,__,,. . -10 oar 15 Pitt SO% CHARPY-V j CHARPY-V ROBERTSON STOP GRADIENT-TEST 1START OF PARABOLIC SHABEY,

-yd.YEEN 100% CRYSTALLINE

SAl A 10 25 '26 TAO

ra--i--FfE-011V--Sti1-0 AVERAGE STRAIN, AT 22-22 IN REGICK"A"

E

4P---0

0. ./Ot 30 -- --0-- -- 4D--0 / -40 -30 -20 .20 0 .5,0

16

16

1.66

0

-50

TEST TEMPERATURE IF}

-50 -1 0 -30 -20 -10 .10 .20 .30 .40

1A4

=I

2A8 )

( 0 )1A2

TEST TEMPERATURE I CENTIGRADE)

Fig. 13. Rekgerniddelden in gebroken en niet-gebroken delen van knieen.

Average strains in fractured and nonfractured parts of brackets

.

AVERAGE STRAIN ALONG FRACTURE PATH

AVERAGE STRAIN IN "A" FRACTURE

AVERAGE STRAIN IN "B"

FRACTURE

243 ) ONLY IN CIRC, EDGE OF FRAME

(

I NO FATIGUE CRACK IN BOTTOM

LOW STRAIN DUE TO PRESENCE OF LARGE FATIGUE CRACK AT OTHER SIDE OF BULKHEAD

AVERAGE STRAIN ALONG FRACTURE PATH

FRACT J. AddithibiLAT'

1111111MI

VERA. STRAIN IN "A"

FATIGUE CRACK AVERAGE STRAIN IN "B" JR T RE

II

I /

ONLY STATICALLY TESTED 1

2A1rVA, (2A13 )

-

1A7 Mil

A I IVIT

/

2A7f 2

.

/

2 1A3 1 TAB

/

id 01/ 012A3) 2A6e 1420 ti -248.

ONLY STATICALLY TESTED

(.11/ 1A7 . 1;11A4 . 244 247 Ili 2A3 246 0 1A8 111....11.1*=-1A

rifiT\

81 II 1A ___-_,...=---9. 2A4Q 1 .. .., I A ..." 2A411..11V . :2A6

MIM

FRACTURE PATH -40 -30 -20 -10 .10

TEST TEMPERATURE (CENTIGRADE I

15 ft lb 50%

CHARF'Y -V CHARPY-V N.D.T ROBERTSON STOP

GRADIENT-TEST (START OF PARABOLIC SHAPE

d VEEN 100% CRYSTALLINE

Fig. 12. Rekgemiddelden in gebroken en niet-gebroken delen van bodemplaten.

Average strains in fractured and nonfractured parts of bottomplates

TEST TEMPERATURE I °F -7° -40 -30 -20 -10 0 .10 .20 H40 .50 T"ATIGUE CRACK I50Ornrn2) -40 -30 . -20 -10 .10 3 2E. 2.33 2 366 333 1 0,66 a33 -50 2,66 2 2 0.66 0_33 .30 2A . FRACTURE I I I -AT

2 16 25 is .7 3 2.66 2.33 2 1:66 1.33 033' 0 =55 TEST TEMPERATURE °F -401 .430 ,10 .10 201 450 1 P U II =20 TEST TEMPERATURE ,(*F _ =30 ,20 -10 0 10 I - -- I 215 TEST TEMPERATURE (CENTIGRADE)

Fig. 15'. Maximum rek in gebroken en niet-gebroken delen van knfeen: Maximum strain in fractured and nonfractuired parts of brackets

.13 +11 _ ,k5p

0

0,

MAXIMUM STRAIN AT- DR NEAR. OR/GIN OF BRITTLE FRACTURE IN BOTTOMPLATES.

FRACTURE

IMAXIMUMI STRAIN AT FATIGUE CRACK IN UNBROKEN PART OF BOTTOMPLATES

MAXIMUM STRAIN AT- OR NEAR ORIGIN OF BRITTLE FRACTURE IN BRACKETS,

RACTURE

init

MAX. STRAIN AT FATIGUE CRACK IN UNBROKEN PART OF BRACKETS.

FRACTURE

I

11 II - - - I NO CRACK IN BOTTOM. STRAIN IN 'CIRC. M0E()2401

I .A41 I OF FRAME. 1 1 I 2 Alt-% 111A7' ..' , , '1 , , 1 CI

ONLY STATICALLY TES ED 11' ' 142

, .

/

,

2A3,,, NO CRACK IN BOTTOM.) STRAIN IN CIRC. EDGE ,

/

OF FRAME.

/

2.0./

/

-d ..

IN--1 ,. 1 - 2A6 I Gap 2

B1M...--

r--0

1,1;11.1 lAB ---.

I

2.40 1 I 1A41 Ad _

gi

r_OW

ONLY STATICALLY TESTED

2A1 2A2 1A1 2A SPECIMENS 2A

p.

147 281 :46 1811M1 IA SPECIMENSSPECIMENS I /

0

II 1.48 ,1 1A3 , I _ M ,EI 1 II 011 -40 -30 -25 -101

TEST TEMPERATURE (CENTIGRADE

Fig., 14, Maximum rek in gebroken en niet-Rebroken delett van bodemplaten.

Maximum strain in fractured and nonfiractured parts of ibottomplates

FRACTURE (1---I--FATIGUE CRACK. FATIGUECRACK 1. 3 2.56 233 2 1.66 1.33 0.66 o33 -20 0 +4,0 146 243 ---I -4,0 +30 -40 -30 +10

overgang van brosse breuk naar schuifbreuken .dicht bij

de E.L.Y.-overeang ligt.

In de figuren 12 en 13 ziin de vervormingen over de

verschillende gebieclen van de bodernplaten en knieen

af-zonderlijk uitgezet als functie van de temperatuur. Figuur 12 bevestigt de eerder geuite veronderstelling dat altijd

vloeien over de gehele breedte van de bodemplaat nodig

was voordat ,een breuk kon ontstaan.

De laagste rek (0,5 %) is gevonden in 1A8 dat beproefd

werd bij 40 °C. In de knieplaat van dat proefstuk was

de plastische vervorming gemiddeld over de hoogte van

de rknie gelijk aan nul (fig. 13). Dit gold ook voor 1A2.

Ten overvloede zij opgemerkt dat dit niet inhoudt dat in de knieen van deze proefstukken geen plastische

vervor-ming

nodig was voor het ontstaan van een breuk. De

breuk in de knie werd namelijk veroorzaakt door de schok

bij bet breken van de bode.mplaat. Buitendien tonen de getrokken lijnen in figuur 13 aan dat tangs de breuklijn in de knie wel enige plastische vervorming is ontstaan tot gemiddeld 1 %. Dit ligt in dezelfde ,orde van grootte als

Lie overeenkomstiee rekwaarde voor de bodemplaat van 1A8. In figuur 25 van appendix III zijn tenslotte de permanente

vervormingen van proefstuk 1A8 van plaats tot plaats te

bestuderen.

Tussen 40 °C en 7 °C is er in de knieen (fig.

13)

in tegenstelling tot de bodernplaten (fig. 12) een duidelijke

stijging van de gerniddelde rek in _{het breukgebiect. Dit}

geldt zowel voor de gebroken als de niet-gebroken gedeelteri

van de proefstukken. Ook in figuur 15 waar de maximum rekken in de buurt van het begin van de breuk zijn

uit-gezet, is deze stijgende tendens duidelijk. In beide figuren

13 en 15 blijkt wel dat die stijging voor de knieen van de IA proefstukken sterker is dan voor die van de

2A-proef-stukken. Toch moet aan het gesignaleerde stijgende verloop van de rekken met de temperatuur niet teveel waarde worderi gehecht. Een nauwkeuriger beschouwen van de figuren 12

13,

14 en 15 leert dat het karakter van het rekverloop

van figuur 12 het meest representatief is voor wat gebeurt

in het gedeelte van het proefstuk waarin de brosse breuk begint. Immers in figuur 13 wordt de rek die uiteindelijk tot breuk leidde in de cirkelvormig uitgespaarde spanten, weergegeven door de getrokken lijn met ronde symbolen.

(Blijken zal namelijk dat in de proefstukken van het 2A-type. de breuk vrijwel altijd in de knie begon). De ,genoemde lijn loopt gemiddeld horizontaal.

De getrokken lijn met vierkante symbolen, die wel Schuin

loopt, geeft de vervormingen aan die in de kine van de

1A-typen aanwezig waren op het moment dat de bodemplaat

bezweek.

In figuur 14 en figuur

15 is de maximale lokale rek tot breuk gegeven. Ook hier

is de schuinte niet

eroot, vooral niet van de bovenste lijn in figuur 15.

In het voorgaande is meermalen gesteld dat de breuken in de 1A-proefstukken in de bodem begonnen zijn en in

Lie 2A-constructies in de knieen.

Deze veronderstelling is zedeeltelijk gegrond op aanwij-.

zingen die in de figuren 10, 12, 13, 14 en 15 voorkomen. Net zou te ver voeren om ieder proefstuk afzonderlijk te

beschouwen, zodat algleen enkele aleemene overwegingen

12

10

-50 ,30 -20,

TEST TEMPERATURE- (CENT 1GRADE01

Fig., 16., Gemiddelde rek langs de breliklUn in doorgaande spanten. Average strain along fracturepath tor continuous specimens

worden genoemdl, die leidden tot de conclusies gegeven1 in

de kolommen 17 t/m 20 van tabel I. Deze conclusies zijn

niet absoluut. Zij betekenen aileen dat ,dat wat ziji aangeven meer waarschijnlijk is dan jets anders:

Wanneer in een van de genoemde figuren punten voor

de rek in

het gebroken deel en in het niet-gebroken deel van een knie (bodemplaat) dicht bij elkaar liggen

dan is de mogelijkheid groot dat de breuk in de

bodcm-plaat (knie) is begonnen. Zie bijy. de twee vierkan; en

voor 1A3 in figuur 15. De credachte is, dat een breuk in een bodemplaat bij voorkeur aan die zijde van het

schotje zal ontstaan waar de vervorming het grootst is, wanneer tenminste de vermoeiingsscheurtjes in die

bodem-plaat van ongeveer gelijke grootte zijn.

In de beide

kniegedeelten zullen de vervormingen dan in het

al-gemeen van dezelfde orde van grootte zijn, mits de zich

erin bevindende vermoeiingsscheurtjes weer niet teveel

verschillen -in ,grootte.

Dr'ie van de 2A-proefstaikken zijn alleen in de knie

gebroken (2A4, 2A6, 2B1). De erop betrekking hebbende

punten in de verschillende diagrammen passen goed

in die algemene groepering van 2A-punten. Dit duidt

erop dat in de meeste -van de overige 2A-proefstulcken

Lie breuk ook in de knie begonnen zal zijn. De knie-punten van de 1A-proefstukken liggen veelal lager in

de diagram-men dan van de 2A-constructies (fig. 13, 15).

Dit is _{een aanwijzing dat in de 1A-proefstukken het}

.breukbegin niet in de knie lag. Voordat de vervorrning

in de 1A-knieen zo groot was -dat break kon ontstaan,

was de maximaal mogelijke vervorming in de bodemplaat blijkbaar al bereikt.

Weliswaar zijn de kniedetails van de IA- en 2A-typen

niet identiek, maar het verschil is veel kleiner dan dat tussen de 1A- en 2A-bodemplaten. Ter plaatse van de

bodemplaat loopt het langsspant tot vrijwel niets uit (zie fig. 8a) terwijl ter plaatse van de knie cM flens van het langsspant nog geheel aanwezig is.

De plaats van elk punt dat in een diagram de rek van

een proefstuk aangeeft, kan worden beschouwd in ver-band met de ligging van andere punten voor proefstukken van hetzelfde type. Wanneer het beschouwde proefstuk

hoger ligt dan de rest, dan is het meer waarschijnlijk

dat de breuk in het desbetreffende onderdeel is begonnen, dan wanneer het lager ligt.

In figuur 16 zijn resultaten van proeven met enkele

doorgaande langsspanten gegeven die voorzien waren van een opgelaste schotstijl. De in die figuur gegeven

gemiddel--den van de rek langs

het brenkvlak tiggen in de orde

van die voor de knieen van de onderbroken spanten (bovenste lijn in fig. 13).. Dit is lager dan voor de bodemplaten van

Lie onderbroken spanten. Het verschil zat te wijten zijn

aan een of meer van de volgende factoren.

a Bij

de doorgaande spanten waren de

vermoeiingsbe-lastingen nodig om scheuren te veroorzaken zwaarder

dan bij de onderbroken spanten.

De plaats van de vermoeiingsscheuren was oneunstiger dan in de onderbroken spanten. De scheuren lagen Met

04 -101 -50 TEST TEMPERATURE (*F. -20 - - 4 266 233 _V03 166 1.33 1 0.66 0 33 -V02 . V02' 410, +20 .30 +401 -30 -40 _.10

STRAIN (,)

Fig. 17. MogeWke betrekkingen tussen seheurgrootte, gemiddelde rek fangs de break/fin en temperantur. Tentative relations between crack size, average strain and temperature

binnen in de constructie, maar aan de buitenkant (fig. 9). c. De scheuren waren veel grater dan in de onderbroken spanten. Dit is vooral nadelig in gevallen als genoemd onder b.

6. Het verband tussen de gyootte van de

verrnoeiingsscheuren en de vervormingen tot breuk

De vermoeiingsscheuren van de onderbroken proefstukken hadden een grootte die in het algemeen tussen 30 en 518 mm2 lag. Er was een uitzondering ter grootte van 900 mm2. Figuur 18 toont een kleine scheur van 79 mm2 in de knie van 2A7, figuur 19 eon normale scheur van 210

mm in de knie en een betrekkelijk grote scheur van 518 mm2 in de bodemplaat van 1A6.

In figuur 17 is het gemiddelde van de vervorming langs de breuklijn uitgezet als functie van de scheurgrootte. De

enige resultaten die goed door een lijn kunnen worden

benaderd zijn die van de knieen van de cirkelvormig uit-gespaarde spanten 2A. Op het eerste gezicht schijnt deze lijn aan te geven dat naarmate de scheuren groter zijn de

rek tot breuk kleiner is. Maar wanneer de bijgeschreven temperaturen mede worden beschouwd, blijkt dat de

ge-noemde achteruitgang in vervormingsvermogen met even-veel recht aan de invloed van de temperatuur kan worden toegeschreven. Dit komt doordat toevallig de 2A-proefstuk-ken met de grootste scheuren in de knieen beproefd zijn bij de lagere temperaturen en omgekeerd.

De punten voor de 1A-knieen vallen in twee groepen uiteen. De eerste groep omvat de proefstukken beproefd tussen

23 °C en 40 °C. De rekken zijn hier veel kleiner dan van de 2A-knieen. Dit moot, zoals in punt 5 al is opge-merkt worden toegeschreven aan het feit dat de breuken in de 1A-typen niet in de knieen waren begonnen, maar in

de bodem. De gegevens voor deze knieen zeggen dus niets over de maximale rek die in de omgeving van een scheur kan optreden.

De proefstukken 1A6 en 1A7 vertegenwoordigen de tweede groep. Zij passen goed in de groep van 2A-knieen. Vandaar dat zij in kolom 21 van label 1 de letters K (knie) hebben

6

gekregen om aan te geven dat op grond van figuur 17

aangenomen kan worden dat de brosse breuk van 1A6 en 1A7 in de knie is begonnen.

De punten voor de bodemplaten liggen in figuur 17 nogal ongelijkmatig verdeeld. Voor de 1A-spanten kan weer een scheiding worden gemaakt tussen proefstukken belast bij hogere temperaturen en bij lagere temperaturen. Opvallend is echter dat 1A2, waarin Lich een grote vermoeiingsscheur beyond, en dat beproefd is

bij 33 'C, niet

alleen niet in de lage-temperatuurgroep past. maar bovendien nog gun-stiger ligt dan de proefstukken belast bij hogere

tempera-Fie. 18. _{Breakvlak van knie 2,47 (-6 °C).}

Schutfrandjes zijn zichthaar aan de randen van de plaat en hij de overgang van vermoeiingsscheur naar brosse break.

Fracture surface of bracket 2A7 (-6° C)

13 MI 1A2 . -33° .1A6 I-10' -..., ...,.. ..,. 2A7 . -Er

FATIGUE CRACK IN TOE OF LONGITUDINAL aiD281. -36.

\2A2

*

.-33° 9P2A2 -33° (402,., -2'5* . \ N't-I-LA_{.44.6 , -10°} ...°°.

'I,

NT, ..,.. lAS: _ie.,

\

ilillA2:T33° "N,. N.. N., 181. -36.5°W 1A3 2A3 ; -21 * 111t.FATIQUE5ACKJNTOE.-. \OF LORNTUDINAL,---_,,A2 -23° sk 3° A3 ; -23° I _33 -... IA7 ; -65°. ...

,

... ',AB ...IC°

FATIGUE CRACK IN TOE

OF LONGITUDINAL 2A8 ; -10.08...., 148 ,- 40° tl 246._34go 91962A4 IA7 : -5.5*A

\

.-8°. 1.,,,,; _38;5° 900 900 700 600 500 400 300 200 100 FRACTURE

AVERAGE STRAIN ALONG FRACTURE -PATH IN BOTTOMPLATES

FRACTURE

! )

120

AVERAGE STRAIN ALONG FRACTURE-PATH IN BRACKETS -I : . 1 :

turen. Vermoedelijk kamt dit doordat de scheur in de

bodem-plaat zo ,groot was, dat de einden van die scheur buiten

de discontinue overgang van spant naar bodemplaat lagen. In dit gebied is de mogelijkheid van rekken uiteraard grater.

In enige 2A-spanten zijn vermoeiingsscheuren ontstaan

onderaan in de oirkelvormige uitsparing van het spant

in de plaats van scheuren als in figuur 8a aan de teen

van het spurt. Gebleken is dat, .zoals te verwachten was het eerstgenaemde soheurtype veel gevaarlijker is dan het tweede. De betrokken proefstukken 2A3, 2A7 en 2A8 onderscheiden zich in figuur 17 nauwelijks van het

1A-type en zijn duildelijk minder good dan de andere

2A-proef-.stukken. (De rek van 2A3 is lager dan van 2A2). 2A7 en 2A8 zijn in tegenstelling tot de bij vergelijkbare tempera-turen beproefde nummers 2A4 en 2A6 zowel in de knie als in de bodemplaat gebroken. Het is dus mogelijk dat

in deze proefstukken, net als in de 1A-constructie de breuken

Fig:. 19. Breukvlak van 1A6.

a Breukdoorsnede.

b Vermoeiinasscheur in knie.

Betrekkelijk grate ver-nroeiingsscheur in

bodem-plaat..

Fracture section of .specimen I A6 View at fracture section

Rather large fatigue crack in bracket Relatively large fatigue crack tn

bottom plate

in de badem zijn begonnen. Dit is in kolom 21 van tabel I tot uiting gebracht. In die kolom staan echter ook enkele

vraagtekens die verband hauden met een merkwaarc1igheid

van proefstuk 2A6. In de knie van 2A6 was de rek tot

breuk duidelijk kleiner dan van alle andere 2A-knieen;

des-ondanks is de breuk stellig in de knie begonnen want de

bodemplaat is niet gebroken. Dit maakt het weer minder

waarschijnlijk dat de breuk in de andere 2A-proefstukken

this oak 2A3, 2A7 en 2A8 niet in de knie zou zijn begonnen.

Een laatste aanwijzing met betrekking tot het verband tussen soheurgrootte en vervormingen is te vinden in de

kolommen 7 tot 10 van tabel I. In vrijwel aIle gevalIen

is het oppervlak van de vermoeiingsscheur in het gebroken ked eel te van een proefstuk grater dan in het mint gebroken

stuk. Dit bevestigt de in figuur 17 gevonden tendens dat

naarmate een scheur grater wordt, het gevaar van brosse

breuk toeneemt.

eel

4

'

4 , . .. c

!Drop Weight 90°

A

_pp ix,

ir

z.rg

rd tic tion 4X,_721/4/491111 in weld i Notch r""` v Propagation,

7. _{Kerfwerking van vermoeiingssaeuren; verbrossing, van}

niet-gescheurd materiaal door vermoeiing

Een vermoeiingsscheur is een ultra :scherpe kerf. Dit

stempelt hem tot ,een zeer geschikt begi_npunt voor een

brosse break.

Vermoeiingsbeschadiging van materiaal is de

achteruit-gang in mechanische eigenschappen voordat een scheur

is ontstaan.

Vermoeiingsbeschadiging kan zowel de weerstand tegen het ontstaan als tegen het voortplanten van brosse breuken verminderen. Bij de tot nu toe boschouwde proeven ,kon de laatstgenoemde reductie niet aan de dag treden omdat alle

proeven :gedaan zijn beneden de stoptemperatuur van het

staal. Elke brosse breuk kon dus, eenmaal op gang gekomen, onmogelijk stoppen.

Bij het initieren van brosse breuken speelt zowel de

aanvvezigheid van vermoeiingsscheuren als

vermoeiingsbe-schadiging een rot. In de directe omgeving van het einde

van een soheur is het materiaal zelfs sterk beschadigd. Het gebied waarvoor dit geldt is meestal klein; het wordt bepaald door de vorm van de constructie en de lengte van de scheur.

Bij scherpe discontinuiteiten in constructies, waar de

rek-gradient groat is zijn er eigenlijk twee beschadigingszones. De eerste zone ligt direct rondom het scheureinde; de tweede

rondom de discontintliteit _{in de constructie; deze :strekt}

zich ongeveer uit tot daar waar de spanningsconcentratie Met meer merkbaar is . De mate waarin het materiaali

lokaal beschadigd is, is zeer anoeilijk vast te stellen. Enig

Prow= t ion

Initiation

Notch

idoe ervan

is te

krijgen met behulp van proeven met

niet-gekerfde staven, die aan vermoding worden

bloat-gesteld. Na bepaalde aantallen wisselingen kunnen uit de

.Staven Charpy-staafjes warden vervaardigd waarmee de ach-teruitgang in kerftaaiheid kan worden beoordeeld.

Een dergelijk onderzoek is in het laboratorium voor

Scheepsconstructies verricht. De staven werden axiaal wis-selend belast bij spanningen dicht ander en boven de

vloei-grens. De belastingssnelheid was 250/min. Koelen van de

.staven was noodzakelijk.

De erop volgende kerfslagproeven vertoonden era grote spreiding in de resultaten, maar gemiddeld wend een stijging

van 25 a 35 °C gevonden voor de 15 ftlb (2,1 kgm) en de

25 % taai-overgangstemperaturen. flit is veel in vergelijking

met andere staalsoorten, die later in het laboratorium zijn

baproefd. Voor deze is een stijging van 10 a 20 °C gevonden.

Deze latere resultaten zijn wet meer betrouwbaar dan de

eerder verkregene, omdat de bij de eerstgenoemde proeven

toegepaste luchtkoeling minder effectief was dan de later

toegepaste vloeistofkoeling. Het is derhalve raadzaam am het versohil in overgangstemperatuur ook voor het hier gebruikte staal op ongeveer 20 °C te stellen.

In ,overeenstemming hiermede zal ,de z.g. ductility-.

transition van de langsspanten, die in feite de overgang

van hoogspannings- naar laagspanningsbreuken is, eveneens een graad of 20 stijgen. Bij de langsspantenproeven zelf is hiervan niets gebleken. Immers laagspanningsbreuken zijn niet voorgekomen, wat erop wijst dat de ductility-transition

ook van het materiaal in vermoeide toestand nog beneden

de laagste beproevingstemperatuur lag.

0°C -5°C _-50c

Oar f,I

Fig. 20a. Pellini-Drop-weight-tests: breuktaterlijk.

Drop weight tests:. fracture appearance _{Drop Weight I}

Support

III

Support

Fig. 20b. _{Spanningsveld en rich ting two voortschnjdeo va,t de brosse scheur hi yeti horizontaat Weltini) proefstmk en o eetA} verticale proefplaat.

Stress field and crack orientation in original and modified dropweibbt test'

I

Een aanwijzing omtrent de relatieve invloed van

vermoei-ingsbeschadiging en de aanwezigheid van scheuren is te

vinden in de resultaten van proefstuk 2B1. In de

bodem-plaat was op het moment van de brosse breukproef slechts .een klein scheurtje aanwezig (30 mm2). De

beproevings-temperatuur was 36 °C, dat is bijna 30 °C beneden de

E.L.Y. transition. De breuk began in de knie, maar ondanks

de lage temperatuur en de door de breuk veroorzaakte grote schok, bleef de bodemplaat intact. Dit is beneden 10 °C bij geen enkel ander vermoeid proefstuk gebeurd. Toch zal in 2B1 de vermoeiingsschade aan het einde van

de scheur niet veel kleiner geweest zijn dan in andere

spanten met grotere scheuren. Hoogstens zal de omvang van het beschadigde gebied wat kleiner zijn geweest. De bodem-plaat van 2B1 gedroeg zich dus even gunstig als de niet-ver-moeide bodemplaat van 2A1. Hieruit zou kunnen worden concludeerd dat de vermoeiingsbeschadiging alleen een ge-ringe invloed heeft op het ontstaan van een brosse breuk.

Anderzijds is de aanwezigheid van een zeer klein scheurtje

blijkbaar eveneens onvoldoende; een bepaalde kritische

scheurlengte is nodig om een voldoende kerfwerking te

verzekeren. Dit alles suggereert dat het vooral de kerfwerking van de vermoeiingsscheur is die het al of niet ontstaan van een brosse breuk in een vermoeide constructie bepaalt. Op het bestaan van een kritische scheurlengte, beneden welke ook onder schokbelastingen, nauwelijks enige kerfwerking bestaat, is ook gewezen in [6].

De bovenstaande gevolgtrekking uit het gedrag van proef-stuk 2B1 zijn niet meer dan redelijk gegronde vermoedens.

Teneinde een beter inzicht te krijgen is een aanvullend onderzoek ondernomen. Het zal worden besproken in punt 8, tezamen met de resultaten van afnameproeven.

8. Correlaties met afnameproeven

Aanvullend onderzoek met platen voorzien van verschil-lende typen kerven en vermoeiingsscheuren.

Langs de horizontale as van de figuren 7, 10 en 12 zijn

de overgangstemperaturen aangegeven, die voor het bodem-plaatmateriaal met behulp van welbekende afnameproeven zijn gevonden. Typische criteria voor het breukuiterlijk zoals de 50 % kristallijn overgang in Charpy-V en Van der Veen

proeven komen goed overeen met de overgang van bros

naar vezelig uiterlijk van de proefstukken. Wel warcn

de breuken in de proefstukken of 100 % bros. Of 100 % taai.

De enige uitzondering, proefsttik 2A8, is al in punt 5

besproken.

Ook de Robertson overgangstemperatuur, die gedefinieerd

is als de temperatuur die in een gradient-proef het

begin-punt van de parabolische stop-contour aangeeft, stemt wed

met de overgang in

breukuiterlijk van de langsspanten

overeen.

De E.L.Y.-overgang die de scheidingslijn vormt tussen

brosse breuken ontstaan na grote vervormingen en na

betrekkelijk kleine vervormingen, valt ongeveer samen met

de 15 ftlb Charpy-overgang en met de N(iI)-D(uctility) T(ransition) bepaald met Pellini's Drop Weight Test. Dit

is bijzonder aantrekkelijk, vooral vanuit praktisch oogpunt. Wetenschappelijk bezien is het niet geheel bevredigend, want

de twee genoemde criteria worden algemeen meer gezien als een temperatuurgrens waarbeneden gevaar voor

laag-spanningsbreuken bestaat. Deze opvatting is uit de praktijk voortgekomen uit studies van breukgevallen.

Het is dus vreemd dat bij het hier besehouwde onderzoek

waar toch grote constructiedelen beproefd zijn, zelfs bij temperaturen 30 °C beneden de N.D.T., geen laagspan-ningsbreuken voorkwamen. Lokale vervorniingen in de orde

van 4 % kwamen in alle proefstukken voor (ale figuur 14 en

15). Dit steunt de in punt 4 gegeven opvatting dat

vele praktijkbreuken, die als laagspanningsbreuken"

be-stempeld zijn, eerder hoogspanningsbreuken zijn geweest van een type als aangegeven in de tweede schets van figuur 5. Dit neemt overigens niet weg dat een veiligheidsmarge van 30 °C toch nodig kan zijn, wanneer de

praktijkomstandig-heden sterk van de proefcondities verschillen. Verder is

verouderen van het materiaal mogelijk evenals de

aanwezig-heid van slecht laswerk. Een aparte bespreking verdient

de invloed van schokbelastingen.

Het in dit punt te behandelen onderzoek is in hoofdzaak aan dit aspect gewijd. Het was bezwaarlijk em hiervoor de grate proefconstructies te gebruiken. Daarom is een aantal

platen beproefd van de dikte van de bodeniplaten van de

langsspanten en van het formaat van een Van der Veen

proefstaaf (zie fig. 21). Deze proefplaten werden voorzien

van kerven van een van de volgende typen: Een Charpy-V kerf.

Een gedeeltelijk ingezaagde, gedeeltelijk ingeperste kerf.

Een kerf overeenkomend met wat Pellirri in zijn Drop

weight test toepast. (Zaagsnede in brosse

Een kerf als in b met een brosse las er overheen gelegd. (Principe van Green en Wells).

Een vermoeiingsscheur uitgaande van een zaagsnede.

(Sprongbuigbelasting N 50.000).

De proefstukken werden op de in figuur 21 aangegeven

wijze aan een schokbelasting door een valgewicht

onder-worpen. Zij waren beplakt met drie kleine rekstrookjes, een op enige afstand van de kerf, teneinde de schokbelasting te

kunnen registreren en de andere twee ter bepaling van de

elastische en plastische vervorniingen aan de kerfvoet. Deze proeven maken deel uit van een groat programma dat nog niet beeindigd is. Voorlopig zullen alleen de maximale plas-tische vervormingen worden gegeven die de proefstukken t.p.v. de kerf konden doorstaan voordat zij braken. Hiervoor

wordt verwezen naar het bovenste deel van figuur 21. In het onderste deel is het verband tussen de temperatuur en de valhoogte bij breuk gegeven. De in het bovenste deel gegeven rekken zijn op de krommen in het onderste deel

bijgeschreven. Het blijkt dat voor een enigszins nauwkeurig

onderzoek de valhoogte tot breuk alleen niet voldoet;

de rekmetingen zijn onontbeerlijk.

De meest links gelegen kromme in de bovenste figuur is de enige die niet geldt voor schokbelasting maar voor een statische belasting. De maximale vervorming die aan

de voet van een vermoeiingsscheur onder die belasting kan

ontstaan, is niet onaanzienlijk. Dit stemt overeen met wat

bij de langsspantenproeven gevonden is (figuur 15).

De vervorrningen lijken wet wat kleiner te zijn maar dat

is in werkelijkheid niet zo. Bij de langsspanten is de zeer

lokaal gemeten diktereductie aan de voet van de

vermoei-ingsscheuren gegeven, terwijI voor de proefplaten de rek die gemiddeld over 3 mm meetlengte van een rekstrookje

optreedt, is uitgezet.

In scherpe tegenstelling tot het betrekkelijk goede gedrag van het materiaal ander statische belasting staat het eedrag

onder schokbelasting. Het verschil is het best als volgt te

illustreren. Onder statische belasting is

bij 60 °C een

buigbelasting van 22 ton nodig om een proefplaat te breken.

Bij een valproef kan hetzelfde

bij 10 °C

dus een

500 hogere temperatuur met behulp van een gewicht

van 22 kg vallend en 35 cm hoogte b2reikt worden. Bij

statische belasting was plaatselijk een plastische vervorming

van 2500 microrek (0,25 %) bij 60 °C mogelijk voordat breuk ontstond. Bij schokbelasting was bij 10 °C geen

plastische vervorming mogelijk.

De grote teruggang in rekbaarheid, of beter gezegd de

grate toename van de ductility-transition-temperature", hier opgevat als de overgang naar breuken zonder plastische

ver-vorming, is vooral te wijten aan de grate scherpte van

vermoeiingsscheuren. Toch speelt ook vermoeiingsbeschadi-ging van het materiaal een rol.

Beide invloeden komen tot uiting in figuur 25. In de

eerste plaats is te zien dat de krommen voor de tamelijk

stompe V-kerven en ingedrukte kerven bij veel lagcre tern-peraturen liggen dan de kromme voor vermoeiingsscheuren.

Voor een schatting van het tweede punt,

.vermoeiings-beschadiging kan de kromme voor vermoeungsscheuren

worden vergeleken met een kromme voor scheuren van

soortgelijke scherpte die niet door vermoeiing zijn ontstaan.

Zij mogen Met gepaard gaan met materiaalbeschacliging. Een scheur die aan deze eis redelijk voldoet is te krijgen door een brosse las op een kant van de plaat te leggen en

deze te voorzien van een zaagsnede bijy. d.m.v. smeltzagen. Wanneer dat proefstuk aan een schokbelasting wordt

bloot-gesteld,

ontstaat in de brosse las een brosse breuk die,

doordat las en plaatmateriaal een geheel vormen, in het plaatmateriaal een zeer scherpe kerf introduceert. De

re-sultaten voor dit type ken f zijn in het bovenste diagram van

figuur 21 gegeven door de kromme Pellini-notch". Het

blijkt dat deze kromme ongeveer 20 °C lager ligt dan de

krom-me ,fatigue-notch". Aangezien de scherpte van beide

kerven ongeveer gelijk is, kan het verschil in ligging alleen

las).