Деформация (относительная) коэффициенты для этой зависимост

Значения коэффициентов упругости, податливости и температурной деформации кристаллов зависят от температуры, что связано с энгармонизмом колебаний атомов в кристаллической решетке (см. 2.1). Теоретический расчет этой зависимости при пространственном взаимодействии атомов в решетке довольно сложен. Поэтому указанную зависимость находят обычно экспериментально. В частности, значения коэффициентов упругости в адиабатических условиях можно определить по скорости распространения звука в направлениях, различным образом ориентированных относительно кристаллографических осей [52]. Для ряда металлов эти значения с достаточной точностью можно использовать как изотермические или ввести поправку согласно (2.18). В табл. 2.3 приведены значения изотермических коэффициентов упругости для меди в зависимости [c.66]

В зависимости от числа однотипных измерений различают разовые и многоразовые измерения. При исследовании технологических процессов обработки металлов давлением, как правило, выполняют многоразовые измерения, цель которых — установление взаимосвязей между входными и выходными показателями процесса. Для этого в исследуемом диапазоне изменения измеряемого входного показателя выбирают несколько значений (относительная деформация, скорость деформации, температура и др.) и определяют измерением в процессе эксперимента соответствующие им значения выходных показателей (удельное усилие, коэффициент трения, поверхностный угар и др.). Результаты измерений записывают в протокол, который оформляют в форме таблицы. [c.5]

Точная теория упругости [75] показывает, что пропорциональная зависимость деформации от приложенного напряжения (закон Гука) является приближенной. Отклонение от этого закона учитывают упругие постоянные высших порядков, так называемые коэффициенты Мурнагана. Непропорциональная зависимость деформации от напряжения приводит к тому, что от приложенных напряжений изменяется скорость распространения акустических волн Измерение значений скорости поэтому дает возможность определять упругие постоянные высших порядков и оценивать величину действующих напряжений. Следует иметь в виду, что точность измерения скорости для выполнения таких оценок должна быть очень высокой — около 0,001—0,01%. Требования к высокоточному измерению скорости можно снизить благодаря тому, что для определения напряженного состояния материала достаточно измерить лишь относительное изменение скорости волн [5 [c.228]

Использование представленного соотношения правомерно, начиная с расстояния не менее 1 мм от поверхности, когда влияние концентрации напряжений у поверхности отверстия пренебрежимо мало на начальном этапе роста трещины. Вместе с тем в этом случае в расчете эквивалентного напряжения интегрально учитывается влияние всех процессов упрочнения и разупрочнения материала в связи с развитой пластической деформацией в области малоцикловой усталости уже в первом цикле приложения нагрузки. Следует подчеркнуть, что выявленные в эксплуатации трещины по своему размеру (в пределах 1 мм) и по характеру возрастания шага усталостных бороздок (линейная зависимость от длины) относят к малым трещинам. Для них точнее и корректнее использовать понятие не напряжения, а размаха деформации или /-интеграла в связи с развитой пластической деформацией (см. главу 5). Вместе с тем для оценки относительных характеристик реализуемого процесса в эксплуатации и при проведении стендовых испытаний представление об эквивалентном напряжении остается по-прежнему корректным. Это связано с тем, что независимо от того, каким образом реализовано нагружение материала, рассматриваемой величине шага усталостных бороздок ставится в соответствие единственное значение именно эквивалентного коэффициента интенсивности напряжения. Его величина полностью определяется эквивалентным напряжением. [c.550]

После образования трещин выражения для Лц- Лзз можно получить на основании зависимостей, изложенных в работе [33]. Однако, используя свойство инвариантности потенциальной энергии к направлению осей, эти коэффициенты можно также получить, записав выражение потенциальной энергии КЭ в тех осях, относительно которых можно сформировать физические соотношения рассматриваемого материала [17, 18]. Так, например, предполагая, что направление главных напряжений и относительных деформаций совпадают и коэффициент Пуассона после [c.89]

Предельная пластическая деформация или степень пластической деформации, предшествующая разрушению, связана с жесткостью напряженного состояния.Р,/Г [145]. С увеличением жесткости напряженного состояния уменьшается степень деформации сдвига, предшествующая разрушению. Согласно теории В. П. Колмогорова [145], а также в соответствии с результатами исследований варьирование скорости деформирования материала или температуры испытаний относительно тестовых условий опыта приводит к эквидистантному смещению зависимости объема пластически деформированного материала от степени стеснения пластической деформации, определенной расчетным путем для тестовых условий опыта. Это означает, что для различных условий нагружения, отличающихся от тестовых условий опыта, роль температурно-скоростной характеристики внешнего воздействия может быть оценена через безразмерный коэффициент, являющийся коэффициентом масштаба. Путем простого перемножения всех точек зависимости объема пластически деформированного металла от степени стеснения пластической деформации на безразмерный коэффициент, характеризующий температурно-силовые [c.145]

Вычисленное в этом случае до зависимости (4) число циклов-до образования трещины для рассматриваемого эксперимента с использованием полученных местных значений п а также кинетики средних деформаций (рис. 3) составляет N4 = = 1780 циклов, в то время как в действительности рассматриваемая трещина была обнаружена на 2000 цикле, когда ее размер составлял I 90 мкм. Таким образом, видно, что зависимость (4) с использованием коэффициентов неоднородности местных деформаций позволяет достаточно удовлетворительно описать-процесс возникновения трещин на отдельных участках базы образца за соответствующее время до окончательного разрушения, которое в данном эксперименте произошло при = 2077 циклов, а расчет по зависимости (3) дает = 2164 циклов. Рассматриваемая трещина, зарегистрированная в зоне измерений местных деформаций, не развилась до магистральной. Последняя образовалась на другом участке образца, панорама которого при = = 0,915 [К = 1900) представлена на рис. 5, а. Отсюда видно, что к этому моменту отдельные рассредоточенные макротрещины имели длину до 1,0 мм, а обнаружены они были при = 0,85, когда имели длину I 70—100 мкм. Этому же относительному времени до разрушения соответствует и начало интенсивного [c.44]

Изменение кривизны нейтральной линии оболочки гибкого колеса, существенно влияющее на величину возникающих напряжений изгиба, определяется отношением радиуса недеформированной линии (окружности) к минимальному радиусу кривизны этой же линии после деформации. Для рекомендуемой формы упругой линии найдена графическая зависимость максимального изменения величины относительной кривизны от передаточного числа в диапазоне изменения коэффициентов толщины стенки от 2 до 4. При выполнении проектировочного расчета указанной зависимостью можно пользоваться в случае других значений О. Найденное значение рекомендуется для участка расположения зубьев колеса увеличить на 10—30%. [c.95]

Рассмотрим влияние пористости на коэффициент температурного расширения стеклопластиков. Известно, что отверстия и полости в однородном теле при нагреве его в свободном ненагруженном состоянии не вызывают термических напряжений, и в этом случае имеют место только температурные деформации. Иначе обстоит дело с композиционными материалами, в которых при повышении температуры возникают термические напряжения. В таких материалах образование и развитие пористости в связующем, например при термодеструкции, приводит к изменению модуля упругости связующего, что, в свою очередь, как видно из формул (1.72) и (1.80), вызывает изменение коэффициентов температурного расширения. Для качественной оценки влияния пористости на коэффициент температурного расширения положим, что зависимость модуля упругости связующего от относительного объемного содержания пор имеет вид [c.44]

Важным следствием обработки кривых нагружения в координатах 5 — является возможность экспрессного построения диаграмм структурных состояний материала [328]. Как показано на рис. 3.29 на примере сплава МТА, для этого необходимо на перестроенных кривых упрочнения 5 — соединить точки перегибов, соответствующих критическим деформациям вх и щ, при которых происходит изменение коэффициентов параболического деформационного упрочнения в процессе развития и перестройки дислокационной структуры. Таким образо.м, мы фактически получаем диаграмму структурных состояний сплава МТА (рис. 3.29). На рнс. 3.30 представлены в координатах деформация — температура диаграммы структурных состояний сплава МТА, а также однофазного сплава МЧВП с размером зерна 40 и 100 мкм. Диаграммы ограничены (из условий получения [328]) кривой температурной зависимости однородной деформации и включают три области / — относительно однородного распределения дислокаций // — сплетений, клубков дислокаций и /// — ячеистой дислокационной структуры. Области на диаграмме разделены линиями температурной зависимости критических деформаций и ба, которые являются верхней границей равномерного распределения дислокаций и соответственно нижней границей образования ячеистой структуры. Температурный ход этих кривых может быть объяснен [345] исходя [c.148]

Выбор области контактных давлений, охватывающей интервал Os < (/max НВ, обусловлен нреждв всего ее практической неизученностью. В настоящее время точное определение деформаций и напряжений в реальных условиях трения не представляется возможным как вследствие локальности процесса, так и из-за значительного их градиента по глубине. Аналитическое решение этой задачи, основанное на достижениях теории упругости и теории пластичности, получено соответственно только для областей упругого и пластического контактов [20, 22]. Область упругопластических деформаций пока не поддается аналитической оценке. Предложенные в Гб] критерии перехода от упругого контакта к пластическому через глубину относительного внедрения являются в достаточной степени условными, так как не учитывают сил трения. При трении, как и при статическом вдавливании индентора, до сих пор нет однозначного критерия пластичности, который указывал бы на условия наступления пластической деформации [96]. Если при одноосном нагружении пластическая деформация металла начинается при напряжениях, равных пределу текучести, то при трении вследствие сложного напряженного состояния несущая способность контакта повышается и пластическая деформация начинается при значениях q = ds, где Ts — предел текучести с — коэффициент, который в зависимости от формы индентора, упрочнения и т. д. может меняться в значительных пределах (от 1 до 10) [6, 97]. В связи с тем что структурные изменения являются комплексной характеристикой состояния поверхностного слоя, представляется целесообразным их исследование именно в унругопластической области, где они могут служить критерием степени развития пластической деформации, критерием перехода от упругого контакта к пластическому. [c.42]

На рис. 11.15 приведены зависимости параметров переноса в относительных единицах в зависимости от степени относительной линейной деформации растяжения Вр для ПЭНП по гептану, азоту и углекислому газу, причем последние данные получены Ясудой и Петерлином [28]. При анализе этих зависимостей обращает на себя внимание, во-первых, качественное подобие всех приведенных результатов как для жидкостей, так и для газов при различных видах напряженного состояния (такие же закономерности наблюдали и для одноосного растяжения). Во-вторых, для жидкостей характерно более резко выраженное изменение параметров переноса, чем для газов, несмотря на значительное влияние растворителей на структуру ПЭНП и релаксационные процессы, протекающие в образце, что связано, вероятно, со стери-ческими факторами. В-третьих, для газов изменение коэффициентов диффузии и проницаемости носит не монотонный характер, а имеется максимум в области деформаций 8р — 0,03 -0,15. [c.83]

Рис. 3.29. Начальный участок экспериментальных графиков Вертгейма (1848). показанных на рис. 3.28, для зависимости между продольной и поперечной де рмациями резиновой приемы основываясь на этих результатах Вертгейм пришел к выводу, что коэффициент Пуассона для этого материала больше чем 1/4. е — относительная продольная д ормация, гг — относительная поперечная деформация, — Ег1е.

Относительно значений показателя степени и коэффициента С, входящих в эту зависимость, и их зависимости от условий эксперимента, пока нет достаточной информации. Одни исследователи, принимая во внимание, что значительные пластические деформации при усталости имеют место в малой области около вершины трещинь , полагают, что влияние нагрузки и геометрии образца на скорость роста трещины полностью учитывается коэффициентом интенсивности упругих напряжений [364]. Отсюда эти исследователи Считают, что параметры л и С для данного материала должны иметь постоянные значения, независимо от> таких условий нагружения, как уровень номинального приложенного напряжения и его частота. Иными словами, по их мнению, определенному значению коэффициента интенсивности напряжений или его размаху должна соответствовать опре- [c.276]

На рис. 25 показаны зависимости коэффициентов концентрации деформаций Ке от номинальных напряжений 0н для теоретических коэффициентов концентрации ад, равных соответственно 1,5 2 и 3. Эти зависимости построены по уравнениям (57) и (58), При увеличении но.минальных напряжений от величины 1/ о до единицы коэффициенты концентрации деформаций Ке увеличиваются в большей степени, чем при номинальных напряжениях, превышающих предел текучести. Однако резкое увеличение номинальных деформаций в упругопла-стнческой области при относительно небольшом увеличении коэффициентов концентрации деформаций приводит к существенному росту максимальных местных деформаций за счет увеличения номинальных деформаций. Для тех же условий нагружения приведены значения коэффициентов концентрации напряжений Ка- При увеличении но- [c.32]

Уравнение (6-8) описывает петлю гистерезиса знак плюс отвечает восходяшей ветви петли, знак мппус — нисходящей ветви. При Бо = onst (гармонические колебания) петля представляется эллипсом при равномерно изменяющемся во уравнение (6-8) описывает эллиптическую спираль. Коэффициент ум, входящий в уравнение (6-8), для некоторых материалов зависит от амплитуды о относительной деформации, для других — не зависит. В общем случае эту зависимость можно представить в виде суммы [c.185]

Для чувствительного элемента тензодатчика желательно использовать материалы, которые имели бы большие коэффициенты чувствительности, достаточно большое удельное электрическое сопротивление, небольшой температурный коэффициент электрического сопротивления и достаточно большой диапазон линейной зависимости между относительной деформацией и изменением сопротивления. Наиболее полно этим требованиям удовлетворяет константан (сплав меди и никеля), для которого в широком диапазоне деформаций /i= onst. Возможно применение и других материалов. Для проволочных и фольговых датчиков используют -одни и те же материалы. [c.314]

Для приближенных определений относительной деформации графитированных фторопластовых материалов можно кривую зависимости Ig В от процентного содержания графита во фторопласте-4 (см. рис. 17) разделить на три зоны значения коэффициентов В для каждой из этих зон определяются из уравнений [c.55]

Формула (7.1) выведена на базе общепринятого исходного положения, что пластическая деформация в отличие от упругой происходит без нзменепия объема материала. Соответствующий ей график зависимости коэффициента Пуассона ц от относительной продольной деформации представлен на рис. 36. Вопреки этому графику другие авторы в условиях пластической деформации принимали р, неизменным и равным половине. Возникала ошибка из-за пренебрежения произведениями относительных деформаций по сравнению с пх первыми степенями в выражении для относительного изменения деформируемого объема. [c.175]

В работе [Р.67] развивается далее метод расчета неоднородного поля скоростей и высших гармоник нагрузок. При этом аэроупругие деформации лопасти, в частности зависимость угла взмаха р от азимута ip, определяются одновременно с интенсивностью присоединенного вихря. Как известно, в уравнения движения лопасти входят члены с первой и второй производными по времени. Для интересующего нас периодического решения эти производные могут быть выражены через коэффициенты разложения в ряд Фурье соответствующих смещений. Указанные коэффициенты выражаются в свою очередь через значения смещений в конечном числе точек по азимуту. Таким образом, уравнения движения лопасти преобразуются в систему линейных алгебраических уравнений относительно смещений в ряде точек по азимуту. Поскольку алгебраические уравнения для циркуляции и движения лопасти связаны между собой, для определения Г(г/, ijji) и P(ij3/) требуется совместное их решение. Авторы [c.666]

Несколько иные по форме соотношения для оценки перемещений предложены в работе Капурсо [90]. На форму поверхности текучести не накладывается ограничений, кроме тех, которые следуют из постулата Друккера [115]. Вместо неравенства (8.1) используются соотношения, ограничивающие сверху величины дополнительной пластической работы и работы пластической деформации (получаемые оценки в общем Случае не совпадают с действительными значениями указанных величин). Перемещение (его верхняя оценка) определяется для заданной (детерминированной) программы нагружения. Приведенный пример расчета балки свидетельствует о значительном отличии между действительными перемещениями (определенными для сравнения путем последовательного анализа напряженно-деформированного состояния) и предлагаемыми верхними оценками, особенно при малых значениях коэффициента запаса по приспособляемости. Вместе с тем существенно, что использование даже таких грубых оценок, как получаемые в работе [90], при расчете конструкции по заданному (допускаемому) смещению будет приводить в общем лишь к относительно небольшому увеличению фактического запаса по приспособляемости. Эта особенность определяется характером зависимости между прогнозируемой величиной и коэффициентом запаса. [c.32]

Смещения критическ 1х температур Ltd зависят от размеров поперечных сечений (толщи(1ы Я и ширины В) (рис. 48 и 49) [2J. Наибольшим ока.зы-вается увеличение вторых критических температур при статическом растяжении с варьированием толщины сечения образца. При этом интервал температур квазихрупких состояний сокращается. Ширина сечения оказывает меньшее влияние на увеличение критических температур, чем толщина сечения. Ударное инициирование трещин (по Робертсону) дает абсолютные значения вторых критических температур примерно на 60—70 С выше, чем при статическом инициировании. Для термически необработанных сварных соединений повышение первых критических температур происходит более интенсивно (в 1,4—1,5 раза), чем для основного металла. При увеличении предварительных пластических деформаций от О до 10 % за счет деформационного старения вторые критические температуры возрастают практически линейно для малоуглеродистых сталей это возрастание приблизительно равно 40 °С. Повышение температур старения при заданной предварительной деформации приводит к монотонному увели-ченшо вторых критических температур с максимумом при 250—300 С (если деформация равна 10 %, Д са i= 80 С), При циклических поврежден.иях, оцениваемых в относительных долговечно стях (отношение числа циклов предварительного нагружения к числу циклов до разрушения), увеличение Д/сд и для малоуглеродистых сталей (долговечность Ш ) происходит по линейной зависимости с коэффициентами пропорциональности соответственно 30— 35 и 40—80. Увеличение долговечности на порядок снижает указанные коэффициенты пропорциональности на 25— 30 %. Малоцикловые повреждения в области температур деформационногв старения (250—300 °С) повышают коэффициенты пропорциональности примерно в 2 раза. [c.71]

В последние десятилетия был рассмотрен ряд динамических моделей микронеоднородностей среды, приводящих к таким зависимостям. Одна из наиболее известных - струнная модель Гранато-Люкке [Ультразвуковые..., 1963], основанная на рассмотрении последовательного отрьша дислокации от точек закрепления эта модель приводит к зависимости типа изображенной на рис. 1.2,в. Более сложные модели, учитьшающие беспорядочное распределение точечных дефектов вдоль дислокационных линий, приводят к следующим выражениям для коэффициентов внутреннего трения и относительного изменения модуля Юнга Е в зависимости от амплитуды гармонической во времена деформации s [Упьтр -звуковые..., 1963] [c.28]

Физическую причину различия предельных значений и С/ легко понять, учитывая, что это различие связано с коэффициентом Пуассона, который определяет сокращение поперечных размеров стержня при его удлинении. В случае тонкого стержня изменение его поперечных размеров при продольных деформациях не встречает сопротивления со стороны внешней среды, что эквивалентно меньшей эффективной жесткости по сравнению с безграничным телом при 0. В свою очередь, наличие поперечных пульсаций при распространении продольных волн в тонком стержне означает зависимость его поперечных размеров, т. е. площади 5, от координаты д , что не учитывалось при выводе уравнения (Х.74). Учет этого обстоятельства, выполненный Рэлеем (11 для круглого стержня радиусом Н, приводит к убыванию скорости с увеличением частоты при / < А. Физическая причина этого явления состоит в том, что возбуждение радиальных колебаний при продольных деформациях стержня приводит к большей кинетической энергии колеблющихся частиц по сравнению с чисто продольными колебаниями, что эквивалентно большей колеблющейся массе, т. е. меньшей эффективной жесткости для продольных волн. Когда длина волны Л становится соизмеримой с диаметром стержня, поперечный эф4 ект вызывает резонансные радиальные колебания. В резонансной области наблюдается аномальная дисперсия скорость продольных волн падает до нуля, а затем при дальнейшем увеличении частоты быстро возвращается из бесконечности, устремляясь к новому, высокочастотному предельному значению с (оо) = с,, определяемому формулой (Х.76). Общая картина геометрической дисперсии качественно изображена на рис. 69, который хорошо согласуется с экспериментальными данными [12]. Вся область существенной дисперсии на этой картине располагается в небольшом диапазоне частот, соответствующем изменению длины волны Л на (30 40) 0 относительно радиуса стержня. Однако, как показывает опыт, при точных измерениях скорости распространения ультразвуковых волн в стержневидных образцах геометрическая дисперсия ощущается даже тогда, когда поперечные размеры стержня превышают длину ультразвуковой волны в десятки и сотни раз [78]. [c.235]

Имеется несколько областей амплитуд колебаний, в которых логарифмический декремент колебаний ведет себя по-разному при изменении амплитуды. При малых колебаниях логарифмический декремент не зависит от амплитуды колебаний. Эта область в физике металлов называется областью амплитудно-независимого внутреннего трения. Для химически чистых металлов, в частности для монокристаллов, эта область охватывает амплитуды относительной деформации от О до 10" . Для технических сплавов эта область шире, и для сталей она простирается почти вплоть до амплитуд напряжений, близких к пределу текучести или усталости, что соответствует амплитудам деформаций е — 10 - -- 10" . Для н езакаленных углеродистых и малолегированных сталей область амплитудно-независимого трения уже, для закаленных легированных сталей — шире. Для жаропрочных сплавов, в частности сплавов титана, область амплитудно-независимого трения охватывает амплитуды деформаций вплоть до е = 5-10" . В области, где декремент не зависит от амплитуды, не зависят от амплитуды и прочие характеристики затухания — постоянная времени демпфирования и коэффициенты внутренней вязкости. Типовой график амплитудной зависимости декремента от амплитуды колебаний представлен на рис. 4, а. [c.21]

Удельными характеристиками демпфирования являются коэффициенты внутренней и контактной вязкости. Объемными или поверхностными характеристиками демпфирования являются коэффициенты затухания и их частный вид — коэффициенты вязкого трения. Есть характеристики, производные не только от демпфирования, но и от жесткости и массы системы. Такими характеристиками являются логарифмический декремент колебаний, относительное рассеяние энергии, добротность и т. п. Каждая из этих характеристик имеет свою область применения и не является достаточно универсальной. Исключение составляет постоянная времени демпфирования. Она является как удельной характеристикой, так и объемной, причем при известных и довольно часто выполняемых условиях постоянная времени демпфирования единицы объема материала и изготовленной из него детали одна и та же. Она не зависит ни от величины объема, ни от его формы и остается постоянной во всей области амплитудно-независимого трения или при одном и том же напряженном состоянии для любого вида трения. Постоянная времени демпфирования в стыке не зависит от его формы и площади при соблюдении приведенного выше условия. Если рассматривать ряд геометрически подобных конструкций, состоящих из одних и тех же материалов, то демпфирующая способность их, определяемая постоянной времени демпфирования, будет одной, и той же, если условия работы этих конструкций и, в частности, напряжения в них будут рдни и те же, так как постоянная времени демпфирования сложной конструкции является линейной функцией постоянвых времени демпфирования простых элементов, входящих в эту конструкцию. Коэффициенты линейной зависимости являются такими же функциями геометрических размеров тела и его конструктивных параметров, как и жесткость. Независимость постоянных времени демпфирования от абсолютных размеров конструкций в случае их подобия является важным свойством, которым не обладают другие характеристики демпфирования (например, логарифмический декремент колебаний или относительное рассеяние энергии). Этот закон нарушается в случае нелинейной зависимости затухания от деформации, что можно учесть, рассматривая конструкции в об-28 [c.28]

Модуль упругости Е является константой материала, характеризующей его жесткосгь. Величина Е выражает сопротивляемость материала упругой деформации при растяжении. Следует отметить, что величина модуля упругости Е даже для одного и того же материала не является постоянной и колеблется в некоторых пределах. Однако в инженерных расчетах этой разницей можно пренебречь и принять для большинства материалов одно и то же значение Е как при растяжении, так и при сжатии. Модуль упругости Е является коэффициентом пропорциональности между нормальным напряжением а и относительной деформацией е и выражается зависимостью [c.190]

Последнее из этих уравнений означает, что тензор напряжений Коши /юлжен быть объективным. Как далее будет видно, это накладывает ограничения на его функциональную зависимость. Легко показать, что требование форминвариантности по отношению к сдвигу в пространстве, зависящему от времени и представленному функцией ( ), и сдвигу во времени, описываемому а, приводит к тому, что определяющие уравнения не зависят явным образом от координат события (х, t). Это будет справедливо для всех определяющих уравнений, которые нам встретятся в дальнейшем. Физически принцип объективности означает если два наблюдателя рассматривают одно и то же перемещение материального тела, то они регистрируют один и тот же отклик на него, т. е. одинаковое напряженное состояние . Хотя этот принцип бессознательно используется в повседневной жизни, он несет в себе глубокое операционное значение (подумайте об определении коэффициента упругости пружины в двух системах отсчета, вращающихся относительно друг друга с переменной угловой скоростью внутренние силы в пружине зависят только от деформации пружины относительно самой себя и не зависят от параметров вращения). [c.107]

Электротензорезисторные методы взвешивания основываются на тензоэффекте, состоящем в изменении электрического сопротивления тензорезистора при его деформации. Для использования этого эффекта тензорезисторы различными способами соединяют с упругим телом, имеющим линейную зависимость деформации (в зоне присоединения тензорезисторов) от нагрузки. Важнейшая характеристика тензорезистора - коэффициент тензочувствительности АГ = АЯ/(Ке), где АК - изменение сопротивления тензорезистора в результате деформации К -начальное сопротивление тензорезистора е — относительное удлинение. Тензорезисторы соединяют по схеме моста Уитстона (рис. 71). После [c.105]

При анализе условий образования устойчивых зародышей на основе равновесных диаграмм состояния необходимо дополнительно учитывать зависимость свободной поверхностной энергии на границе раздела фаз Я. и энергии упругой и пластической деформации Е от кривизны межфазной границы. При одинаковом объеме зародыша новой фазы энергия деформации будет наименьшей, если зародыши имеют форму плоского линзовидного диска, и наибольшей, если он представляет собой шар [6]. При одинаковой величине поверхности зародышей поверхностная энергия также наименьшая у плоского линзовидного диска и наибольшая у шара. При построении равновесных диаграмм состояния эти энергии полагают постоянными, что справедливо в первом приближении только в случае плоской границы. Однако даже при плоской границе раздела поверхностная энергия зависит от того, какими кристаллографическими плоскостями сопрягаются фазы. То же самое можно отметить и относительно энергии деформации, поскольку она зависит от анизотропии коэффициента линейного расширения и модулей упругости и сдвига в различных кристаллографических направлениях. Итак, если поверхность раздела фаз криволинейна, то равновесие сдвигается. Чем больше кривизна межфазной границы или меньше ее радиус, тем резче смещение лиш й растворимости на диаграмме состояния и тем больше приращение свободной энергии, приходящееся на единицу объема возникающей или растворяющейся фазы. Для того чтобы в этих условиях приращение свободно энергии системы в целом было наименьнгим, необходим переход некоторого количества одной фазы в другую, имеющую более низкий уровень уделыгоп свободной энергии. [c.24]

Сопоставим условную ОАВСО и истинную диаграммы деформирования на одном чертеже, соблюдая одинаковые масштабные коэффициенты по осям напряжений и деформаций, рис. 2.11. Координаты всех точек на участке кривой ОА В С получают путем пересчета координат сходственных точек по формулам (2.17) и (2.20). Координаты же точек на линии получают по формулам (2.21) и (2.23). Однако для их использования нужны экспериментальные данные о связи между величинами а и / на стадии шейкообразо-, вания. Отметим, что значения величин а и Л /, отвечаю- 1 щие точке нами были указаны ранее — это напряжение разрыва стд и относительное остаточное сужение /5 к моменту разрыва, см. п. 2.5. Если же обобпцить экспериментальные данные разных лабораторий, то оказывается, что график зависимости ст-е от момента об- I разования шейки до разрыва хорошо аппроксимируется (приближенно заменяется) отрезком прямой С В , [c.60]

Зависимости продольной и ыаксииальной окрукной деформаций от относительного износа е для трубы 1420x24 с радиусом кривизны оси Я = 3 м представлены на рис.5, 6. Коэффициент Л при этом равен 0,148. Кроме уже отмеченных особенностей поведения 6о вычисления показывают, что для практически важных диапазонов изменения параметров р, Л, 6 окружная деформация на порядок меньше, чем осевая. [c.110]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...