Коэффициент для титановых сплавов

Рис. 2. Зависимость пороговых значений коэффициентов интенсивности напряжений 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)

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

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]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...