Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...

Статьи Чертежи Таблицы О сайте Реклама

Коэффициент для титановых сплавов

Рис. 2. Зависимость пороговых значений коэффициентов интенсивности напряжений от характеристик асим.метрии цикла для титанового сплава ВТ6. Рис. 2. Зависимость <a href="/info/764573">пороговых значений коэффициентов интенсивности напряжений</a> от характеристик асим.метрии цикла для титанового сплава ВТ6.

Рис. 3. Влияние начальных условий получения трещины на пороговые значения коэффициентов интенсивности напряжений для титанового сплава ВТ6 при R = / н (а) и Лд = —1 (б) Рис. 3. <a href="/info/444493">Влияние начальных</a> условий получения трещины на <a href="/info/764573">пороговые значения коэффициентов интенсивности напряжений</a> для титанового сплава ВТ6 при R = / н (а) и Лд = —1 (б)
Установлено, что при чистоте поверхности оснастки = 2,5 мкм условный коэффициент трения для титановых сплавов можно принимать равным 0,15-0,2 при штамповке со смазкой и 0,40-0,45 - без смазки для алюминиевых и магниевых сплавов ii = 0,20 0,25 при штамповке со смазкой и 0,45-0,5 - без смазки. В качестве смазки рекомендуется использовать нитрид бора.  [c.74]

Значение коэффициента запаса зависит от многих факторов разброса характеристик прочности, наличия допускаемых техническими условиями дефектов в материале, степени схематизации расчетной схемы и др. В России коэффициенты запаса прочности составляют по временному сопротивлению для сталей = 2,4 для титановых сплавов щ = 3,0 для алюминиевых сплавов щ = 3,5. Для сталей коэффициент запаса прочности по пределу текучести 1,5.  [c.623]

Предельные коэффициенты АГп отбортовки для титановых сплавов  [c.194]

Нагрев обычно производят в электрических муфельных печах. Коэффициент вытяжки для титановых сплавов в холодном состоянии составляет т 0,57-ИЗ,60, а с подогревом т = 0,40-г-0,45.  [c.229]

На рис. 11 сопоставлены зависимости dl/dM — АК и dl/dN — Д5 для титанового сплава Ti—6А1—4V при испытании образца с центра льной трещиной для трех коэффициентов асимметрии R = —1,0 0,5 и 0,02. Видно, что изменение R не влияет на зависимость dl/dN—AS, в то время как при построении зависимости в координатах dl/dN—АК увеличение R до 0,5 приводит к смещению прямой log dl/dN — —log Д/С.  [c.38]

Коэффициент теплоотдачи через контактную поверхность при применении стеклянной смазки а = 8400 Вт/(м -К) ц = 0,05. Для титановых сплавов при температуре деформации 800—900° С с = 670 Дж/(кг -К), у = 4500 кг/м , п = 0,16, е,о = 1 Тогда  [c.137]

Поправочные коэффициенты Для жаропрочных, жаростойки и титановых сплавов. Для сталей УП—X и XIV групп. Для титанового сплава.  [c.314]


Зная коэффициент Кр для технического титана и коэффициент обрабатываемости по твердости при обкатывании Кно (см. табл. 10), можно найти коэффициент Кр для титановых сплавов ВТб и ВТб.  [c.61]

Расчет припусков под чистовую обработку давлением может производиться по формуле (25). Однако применение формулы для титановых сплавов невозможно без определения значений коэффициента К.  [c.92]

С учетом найденных значений коэффициента К для титановых сплавов формула (25) позволяет с достаточной для практики точностью производить расчет припуска под чистовую обработку давлением, обеспечивая необходимую точность размеров после чистовой обработки.  [c.92]

В работе [269] для титанового сплава Ti—5А1— 2,5Sn(ELI) с малым содержанием примесей внедрения на сварных пластинах толщиной 6,3 12,7 и 25,4 мм, полученных различными методами дуговой сварки в защитной атмосфере, изучена вязкость разрушения в условиях плоской деформации и прочностные свойства при растяжении при комнатной температуре, —196 и —253° С. Коэффициент интенсивности напряжений сварного соединения несколько выше, чем для основного металла, что авторы связывают со специфичной структурой а-фазы (зубчатость границ) в зоне сварного шва. Возможно, что и для сплава Ti—5А1—2,5Sn большая вязкость разрушения околошовной зоны по сравнению с основным металлом связана с пластинчатой структурой металла, примыкающего к шву, в то время как основной металл имеет равноосную структуру.  [c.260]

Коэффициент обрабатываемости титановых сплавов по отношению к обрабатываемости стали 45, принятой за единицу, равен 0,06-ь0,25 при обработке быстрорежущей сталью и 0,08- 0,35 для твердого сплава.  [c.122]

СОЖ для шлифования заготовок из титановых сплавов. Обработка титановых заготовок шлифованием сопряжена с опасностью возникновения нежелательных структурно-фазовых превращений и растягивающих остаточных напряжений ввиду низких теплофизических характеристик титановых сплавов. Коэффициент теплопроводности титановых сплавов, содержащих около 4 % алюминия, близок к теплопроводности жаропрочных сталей и составляет 8,37...9,63 Вт/(м К) [36], что примерно в 4 раза меньше, чем у электротехнической стали.  [c.309]

Рнс. 5.36. Соотношение между текущим коэффициентом интенсивности напряжений (К.) и скоростью растрескивания для титановых сплавов, чувствительных к растрескиванию в 10 н. растворе H I [261. Энергия активации для стадии I составляет ИЗ кДж/моль, а для стадии II 20,9 кДж/моль  [c.277]

Отношение поперечного сжатия (Ad d) к продольному удлинению А1Ц называется коэффициентом Пуассона р.. Поперечное сжатие равно продольному удлинению, умноженному на коэффициент Пуассона. По величине коэффициента Пуассона можно судить об изменениях объемов брусков при напряжениях в пределах пропорциональности. Приближенно можно принять, что коэффициент Пуассона при комнатной температуре в упругой области равен 0,28 — для стали, 0,3 — для алюминиевых сплавов, 0,33 —для магниевых сплавов, 0,35 —для титановых сплавов. В области пластической деформации коэффициент Пуассона принимается равным 0,5.  [c.14]

Значения коэффициента Пуассона в упругой области v при комнатной температуре для стали V = 0,28 -Ь 0,29 для алюминиевых сплавов v = 0,26 0,33 . для титановых сплавов v = 0,3 -н 0.33.  [c.226]

Исследование размеров циклической зоны в титановом сплаве Ti-6Al-4Al при частоте нагружения 30 и 50Гц показали, что равняется (0,04-0,05) и 0,025 соответственно [44]. Если величину 1/2 71 уменьшить в три раза, то приблизительно получим Яц = 0,05, что близко к одному из выявленных коэффициентов. Для алюминиевых сплавов размер циклической зоны был пропорционален 0,033 [43], а для никелевого сплава Х-750 при возрастании температуры до 700° величина = 0,1 [45]. Коэффициент пропорциональности изменяется почти в четыре раза для разных сплавов и условий нагружения.  [c.139]


Из условия естественного перехода к долому в титановом сплаве ВТЗ-1 для развития длинных трещин до а = 20 мм при уровне коэффициента интенсивности напряжения для титановых сплавов Кус = 62 МПа м / уровень напряжения составляет не более 158 МПа. Выполненная оценка соответствует росту усталостной трещины в области многоцикловой усталости, когда в рассматриваемом титановом сплаве имело место низкоамплитудное нагружение существенно ниже предела усталости материала. Выявленный низкий уровень напряжения в лопатке указывает на существование высокого уровня концентрации напряжений, поскольку без локальной концентрации напряжений зарождение трещины в течение многих сотен миллионов циклов не должно было иметь место. Это согласуется с выявленным интенсивным повреждением поверхности лопатки в виде фреттинга. Именно он привел к возникновению трещины.  [c.586]

На рис. 5, а показано сопоставление теории с экспериментом для титанового сплава [16], а на рис. 5, б приведено сопоставление между предсказанием скорости распространения усталостных трещин, согласно отношению (13), в состав которого входит и нижний порог изменения коэффициента интенсивности напряжения ААГ<д, и экспериментальными результатами, полученными на двух представительных алюминиевых сплавах [17, 18]. Во всех приведенных примерах наблюдается хорошее согласие мегкду теорией и экспериментальными результатами. -  [c.213]

Рассмотрено такяю влияние начальных условий образования трещины на пороговые значения КИН при разных характеристиках цикла. На рис. 3, а приведены зависимости Кга ы от K aa-xa для титанового сплава ВТ6, когда значения R при получении трещины / [, и определении пороговых значений (Rt) совпадают. Данные зависимости вполне удовлетворительно описываются уравнением (1), при этом коэффициент чувствительности а увеличивается с ростом R. На рис. 3, б представлены зависимости К ап от Й тахн при постоянных условиях получения трещины Rh = —1, когда варьируется только Rt. В этом случае с ростом Rt пороговые значения /Гщахю растут, а коэффициент чувствительности а несколько уменьшается (табл. 2).  [c.300]

Рис. 1. графические методы представления данны.т по КР для гладких образцов (а), образцов с надрезом (б), с нанесенной усталостной трещиной (в) и типичные кривые для титановых сплавов а и (а+0) (г), испытанных в водных растворах t — время до разрушения 0 — напряжение /( — коэффициент интенсивности напряжений logo — скорость роста трещины при КР-  [c.313]

Как уже указывалось (пп. 3.5 и 4.3), область применения силовых уравнений повреждений ограничена такими циклическими напряженными состояниями, при которых все периоды изменения отдельных компонентов напряжений одинаковы, начальные фазы совпадают или сдвинуты на полпериода и приведенные амплитуды напряжений положительны. Энергетический метод описания повреждений позволяет существенно ослабить эти ограничения. Рассмотрим на примерах применение энергетического уравнения повреждений (3.54) совместно с соотношением (2.35) или (2.36), служащим для определения площадей малых петель гистерезиса. Вычисляя поврежденность П необходимо располагать зависимостью ф (и, R) для конкретного материала. Для стали 45 такая зависимость представлена на рис. 5.1, а и б, для титанового сплава ВТ-1 — на рис. 5.1, в. Напомним, что кривые при различных R — onst построены на основании формулы (3.56), в знаменателе которой стоит экспериментальное число циклов как функция максимального напряжения цикла и коэффициента  [c.150]

Примечания 1. Если необходимо определить величину кромок и перемычек для материален, не указанных н таблице, табличные величины следует умножить на перепоцной коэффициент 0,8—дли твердых сталей 1,1—для бронзы катанной 1.2 — для бронзы мягкой 1.25—1,3—для титановых сплавов ВТ1 без подогрева и ВТ5 с подогревом 1,3—для алюминии 1,4—для картона 2—для магниевых сплавов 2 — для ВТ5 без подогрева.  [c.207]

В общем случае коэффициент запаса прочности, определяемый как отношение предела текучести при рабочей температуре к допускаемому напряжению растяжения в рабочих лопатках, /Ст=1,7. Это справедливо для лопаток, работающих в зоне низких и умеренных для данного материала температур. При этом суммарные напряжения парового изгиба не должны превосходить 600 кгс/см (ааэр ЗбО кгс/см ). Особое внимание следует обращать на снижение напряжений парового изгиба и растяжения в сечениях лопатки, имеющих отверстия для проволочных бандажей, учитывая большой коэффициент концентрации напряжений. Для титановых сплавов, помимо предела текучести, следует учитывать пределы длительной прочности и ползучести вследствие отмеченной выше склонности этих сплавов к ползучести при комнатной и умеренной температурах.  [c.117]

Коэффициент q для жаропрочных никелевых сплавов и титана составляет примерно 0,5—0,8, в частности, для сплава ХН77ТЮР <7 0,7, для титанового сплава ВТЗ-1 = 0,8 0,9 при 20° С. Чувствительность к концентрации есть функция не только свойств материала, но также и напряженного состояния, геометрических параметров, температуры и других факторов. Поэтому (4.54) может иметь ограниченное применение.  [c.144]

На рис. 3.15 показаны результаты расчета и эксперимента при повторно-статическом нагружении для листовых образцов прежних размеров из Д16Т-1 и САП (сг = 32,5 кг/мм , Е = 7 10 кг/мм , К с = = 245 кг/мм / ) и листовых образцов, вырезанных в направлении прокатки размером 300 х 100 х 1,5 мм из титанового сплава ВТ-14 аь = = 130 кг/мм , = 11,5 10 кг/мм , К с = 200 кг/мм / ). Начальная длина трещины в алюминиевых образцах 21 q = 12 мм, максимальное напряжение цикла Ртах = 16 кг/мм , коэффициент асимметрии цикла г = 0,2, частота 200 цикл./мин. Для титанового сплава 2/q = Ю мм. Ртах = 26 кг/мм , Г = 0,2. Сплошные линии — расчет, пунктирные — результат эксперимента, 1-Д16Т-1, 2-ВТ14, 3-САН.  [c.199]


На рис. 10 представлена зависимость и от коэффициента асимметрии R и максимального в цикле значения коэффициента интенсивности напряжений /Сшах для титанового сплава Ti-6A1-4V, (по данным [29]), Пунктирная линия 5 построена по уравнению Элбера (14). Линии I—-4 соответствуют различным значениям К шах- Видно существование явления закрытия трещины при напряжениях выше Ошт. Однако в отличие от уравнения Элбера здесь обнаруживается четкая зависимость и от /Сдах- При больших змченнях Ктах (35,7—  [c.192]

Титановым сплавам свойственна весьма низкая теплопроводность. Если для углеродистой стали 40 она составляет 0,13 кал/см-сек-град, для жаропрочной стали Х18Н9Т 0,04, а для жаропрочных сплавов на никелевой основе 0,03, то для титанового сплава ВТ2 она равна лишь 0,014 кал/см-сек-град. Титановые сплавы имеют также низкий коэффициент линейного расширения.  [c.21]

Рис. 5.35. Зависимость времени до разрушения от коэффициента интенсивиости напряжений для титанового сплава, чувствительного к коррозионному растрескиванию при испытании в нейтральном водном растворе в условиях плоской деформации Рис. 5.35. Зависимость времени до разрушения от коэффициента интенсивиости напряжений для <a href="/info/29902">титанового сплава</a>, чувствительного к <a href="/info/1553">коррозионному растрескиванию</a> при испытании в нейтральном <a href="/info/48027">водном растворе</a> в условиях плоской деформации
Механизм коррозионного растрескивания алюминиевых сплавов не установлен, но многие особенности этого явления определены.. Растрескивание почти всегда носит межкристаллитный характер. Время до появления коррозионного растрескивания в сильной степени зависит от формы зерен и ориентации по отношению к действующим напряжениям. Сопротивление коррозиоиному растрескиванию деформируемых полуфабрикатов понижается в высотном направлении, поскольку большинство границ зерен в этом случае располагается перпендикулярно приложенным напряжениям. Это влияние устраняют путем рационального конструирования деталей. При испытаниях в условиях плоской деформации установлена связь между скоростью развития трещины и коэффициентом интенсивиости напряжений [1, 65], аналогичная связи, полученной для титановых сплавов (см. рис. 5.36). Для большинства сплавов выявляются только стадии I и П. Для некоторых сплавов наблюдается стадия П1, а для других имеет место две области стадии П (два плато независимости скорости развития трещины от К). Скорость распространения трещины может изменяться на девять порядков и определение значения Kis может быть затруднено, так как могут быть получены завышенные значения, если аппаратура по измерению скорости развития трещины, недостаточно чувствительна или длительность эксперимента слишком мала. Считается, что [1] значение Kis может быть определено при скорости развития трещины, равной 10-8 см/с.  [c.280]

Рассмотрим аналогичный процесс нагрева стержня из титанового сплава, изменение предела текучести которого показано на рис. 7.5 и в виде пунктирной линии на рис. 7.6, в. Для титанового сплава проведем построения, как для стали на рис. 7.6, б. Закономерность снижения модуля упругости Е с температурой у титанового сплава примерно такая же, как у низкоуглеродистой стали, но значение его у титанового сплава в два раза меньше. Коэффициент линейного расширения согласно табл. 7.2 примем 8,5-10 °С . Напряжения при нагреве достигают предела текучести в точке А при температуре около 300 °С. На участке ЛВг будут протекать пластические деформации Если процесс нагрева прервать при температуре около 600 °С и далее стержень охлаждать, то напряжения на всем участке В ) нигде не станут равными пределу текучести. Если нагрев завершить при Т 700 °С в точке В , то при охлаждении в точке возникают пластические деформации, которые, однако, прекращаются в точке /Сг, так как прирадение температурной деформации Де будет меньше приращения Ае,, = .о 1Е, т. е. дг /дТ аде,1дТ. В этом случае напряжения в стержне хотя и растут, следуя линии /Сг г, но остаются ниже предела текучести металла, в том числе и после полного остывания в точке  [c.192]

При циклическом нагружении эффективный коэффициент концентрации почти всегда меньше теоретического (Лэф < н). Это объясняется перераспределением напряжений, вызываемым текучестью материала в пластической зоне и ползучестью влиянием градиента напряжений и масштабного фактора зависимостью в общем случае условий разрушения от комбинации главных напряжений у поверхности концентратора и по сечению (см. параграф 2.2). Какой из перечисленных факторов является определяющим, зависит от материала, уровня напряжений и температуры. С повышением <Гв значение Лэф увеличивается. Так, например, для титанового сплава ВТ22М Е.А. Борисовой, А.Ф. Матвеенко и др. получены следующие данные  [c.172]


Смотреть страницы где упоминается термин Коэффициент для титановых сплавов : [c.34]    [c.36]    [c.580]    [c.155]    [c.313]    [c.391]    [c.259]    [c.176]    [c.144]    [c.536]    [c.78]    [c.40]    [c.169]    [c.251]    [c.240]    [c.407]    [c.66]   
Ковка и штамповка Т.4 (1987) -- [ c.194 ]



ПОИСК



486 титановых

Свойства титана и титановых сплавов Теплоемкость, коэффициенты теплопроводности ц линейного расширения титана некоторых марок

Сплавы алюминиевые — Коэффициенты титановые для болтов — Марки

Сплавы титановые

Теплоемкость, коэффициенты теплопроводности н линейного расширения некоторых зарубежных титановых сплавов



© 2025 Mash-xxl.info Реклама на сайте