Кривые деформирования и в податливости

Для вычисления и ф /- необходимо подсчитать коэффициент Р температурной податливости, определяемый по кривым деформирования линейной интерполяцией по двум параметрам о,- и Т. [c.102]

Формулу (3.22) можно использовать для приближенной оценки коэффициента температурной податливости по кривой деформирования при различных постоянных температурах. [c.149]

Для вычисления температурных составляющих необходимо подсчитать —коэффициент температурной податливости. Эта величина определяется по кривым деформирования также линейной интерполяцией по двум параметрам и Т. [c.386]

Форма кривой ст(е) в области малых упруго-пластических деформаций, соответствующих зубу текучести, в большой степени зависит от длины рабочей части образца. Если начальные участки упругого деформирования в координатах нагрузка — удлинение совпадают для всех испытанных образцов независимо от их длины (свидетельство того, что податливость машины намного выше податливости рабочей части образца), то период распространения пластической деформации, связанной с зубом текучести, сокращается при уменьшении длины рабочей части образца (рис. 44). Уровень искажения в регистрации усилий и деформаций в области зуба текучести с повышением скорости деформации повышается в связи с ограниченным диапазоном частот, регистрируемых при электро-механической записи без искажения. Кривая статического деформирования (кривая 3 на рис. 44) имеет сложный характер скорость деформации минимальна на упругом участке нагружения, резко возрастает при спаде нагрузки в области перехода от упругого к упругопластическому деформированию за зубом текучести, снижается до номинальной на площадке текучести, дальше снижается до величины ниже номинальной с началом упрочнения и возвращается к ней по мере понижения модуля упрочнения. В зависимости от длины образца указанные области деформирования более или менее ярко выражены. [c.114]

Прямой метод определения 3-интеграла следует из уравнения (2.4) и основан на анализе податливости нескольких идентичных по геометрии образцов, но с различной длиной трещины, исходя из предпосылки, что вся затраченная работа внешних сил А реализуется в процессе освобождения потенциальной энергии деформации и (Л = и). Тогда экспериментальные значения 3-интеграла могут быть получены по диаграмме Р — Г в два этапа. Первый этап заключается в определении работы А путем планиметрирования области под диаграммой Р — Г для заданных значений Г и представлении ее в зависимости от длины трещины I. На втором этапе рассчитываются значения 3-интеграла для данных длин трещин как тангенс угла наклона зависимостей 13 — / , которые представляются в функции перемещений f. Схема такой обработки результатов испытаний показана на рис. 2.9. Данный подход отвечает теоретической трактовке 3-интеграла, а зависимости 3 от Г (3 — тарировочные кривые) характеризуют процесс изменения энергетических затрат при деформировании образца на различных уровнях нагружения. Однако он не определяет самих критических значений Зс, которые характеризуют начало стабильного роста трещины. Для этой цели предлагаются различные методы определения З . [c.36]

Сравнительный анализ представленных кривых показывает, что контактное давление между оболочками и напряженно-деформированное состояние шпангоутов существенно зависят от схемы нагружения оболочек, жесткости прокладки и внутренней оболочки. Контактное давление при малых значениях коэффициента податливости прокладки распределяется по закону, близкому к косинусоидальному. С увеличением жесткости прокладки закон контактного давления отличается от косинусоидального (степень отличия для схемы а больше, чем для схемы б ) значительно возрастает изгиб шпангоута внутренней оболочки — в зоне контакта оболочек при нагружении по схеме а и вне зоны их контакта (в зоне отхода оболочек друг от друга) при нагружении по схеме б . Однако при нагружении по. схеме б в случае отсутствия среднего днища максимальные значения изгибающего момента в шпангоуте внутренней оболочки практически не зависят от величины коэффициента податливости опорного пояса. [c.173]

На рис. 5.22 и 5.23 приведены результаты, рассчитанные для модели упругого поверхностного слоя, выделяющего смазку при деформировании. Типичные кривые распределения давления и толщины плёнки смазки внутри области контакта —а,Ь) представлены на рис. 5.22. Сравнение кривых 1 и 2, рассчитанных без учёта зависимости вязкости от давления, показывает, что с увеличением относительной податливости слоя (увеличением параметра /3) контактное давление уменьшается, а толщина плёнки смазки растёт. [c.303]

Наоборот, чем менее податлива машина и, следовательно, чем меньше и 0, тем строже можно регулировать скорость пластического деформирования образца. При = О и 0 = 0 пластическая деформация образца не может превышать скорость движения захвата, не вызывая падения нагрузки на образец. Поэтому при малых значениях е и 0 скорость перемещения захвата невелика и можно зарегистрировать падение нагрузки, например, около предела текучести или при образовании шейки у образца после приложения наибольшей нагрузки. На этом основании конструкции машин для испытания на растяжение, особенно снабженных приборами для автоматической записи кривых испытания, должны создаваться возможно жесткими. [c.13]

Начальное упругопластическое деформирование в полуцикле нагрева tn и в течение выдержки /в осуществляется по кривой деформирования О—1 (рис. 3.4, г ). При этой полная упругопластическая деформация оказывается меньше термической Вт на Ai, определяемую податливостью системы. При охлаждении ( пх) упругопласти-ческос деформирование протекает в соответствии с кривой 1—2—3, а при нагреве — согласно кривой 3—4—5—6. [c.130]

Рассмотрим результаты расчета усилий и раскрытия в концевой области трещины при билинейной кривой деформирования связей для трещины длины 21 — = 10 м. Предельную вытяжку связей оценим в предположении, что один из материалов соединения — полимер ( "2 = 25 ГПа), а связи в концевой области трещины образованы цепями полимерных молекул с индексом полимеризации N и размером мономерного звена oq. Максимальная длина полимерной цепи в таком случае L = Nao. С учетом этого можно предположить, что и Nao. Пусть N = = 400, ао = 0,5 10 м. Тогда U r = 2 10 м. Будем полагать, что изменение закона деформирования связей происходит при Um = м, а (Тст/сГт = 2. Натяжение связи m, соответствующее раскрытию трещины, равному Um, зависит от относительной податливости связей q = Н/1). Например, при g = onst (см. (8)) и Со = 0,1 получаем g = со 1/Ев) = 2 10 м/МПа, Um = 50 МПа. [c.235]

При нагружении по первому режиму получены кривые температурной податливости, пример которых для сплава ХН77ТЮР приведен иа рис. 1.4. Для сравнения показана кривая, полученная по диаграммам деформирования в изотермических условиях. [c.68]

Подход Петита — Ваддоупса предполагает постоянную податливость композита в пределах каждой ступени нагружения и взаимную независимость различных механизмов разрушения. Тангенциальные модули, используемые при вы-числениях податливостей, зависят только от одной компол ненты деформации, т. е. на величину тангенциального модуля в направлении волокон не влияют деформации в поперечном направлении или сдвиговые деформации и т. д. Рассматриваемый подход ограничивается анализом несущей способности слоистых композитов, симметричных относительно срединной плоскости (Bij = 0), в условиях одноосного или пропорционального двухосного нагружения в плоскости армирования. Поскольку в основу подхода положена классическая теория слоистых сред, межслойные взаимодействия не учитываются. Как и в предыдущем методе, для слоистых композитов с одинаковой схемой армирования в плоскости, но разным расположением слоев по высоте предсказываются идентичные предельные кривые и диаграммы деформирования. В действительности разное расположение слоев по высоте композита может внести значительные изменения в величину прочности. [c.151]

В диапазоне углов 45° < ф < 90° нарушение монолитности материала приводит к исчерпанию его несущей способности без разделения образца на отдельные части. В этом диапазоне структур армиро--вания материалы также весьма податливы (сказанное относится" к поведению в эксперименте трубчатых образцов плоские образцы в этом диапазоне углов армирования после нарушения монолитности разрушаются). Однако в отличие от предыдущего диапазона после-нарушения монолитности на экспериментальных кривых не отмечено увеличения нагрузки. В ряде случаев (см. рис. 2.21, г) она падает. По-видимому, этот вид исчерпания несущей способности материала" можно трактовать как проявление неустойчивости процесса деформирования. Осевое растяжение материалов в диапазоне углов армирования 45° < ф < 90° после нарушения сплошности материала (ag > >0, 2 = G12 = 0) происходит при постоянной нагрузке, которая и считается предельной. [c.62]

Анализ полученных данных показывает, что для мягкого основания характер изменения контактного давления в опорах близок к равномерному закону (кривая /). С увеличением коэффициента податливости опорного основания закон, изменения контактного давления в опорах отличается от равномерного и давление в пределах опоры распределяется так, что у края опоры оно значительно возрастает, а в середине снижается. Напряженно-деформированное состояние в оболочке и опорн.ом шпангоуте при достаточно жестких опорах также существенно отличается от н. д. с, определенного без учета контактного взаимодействия. Следовательно, при расчете цилиндрической оболочки, контактирующей при осевом нагружении с опорным основанием, следует учитывать степень осевой податливости опор (их осевую жесткость). Приближенный расчет (без решения контактной задачи) и представление опорной реакции в виде равномерной нагрузки при достаточно жестком опорном основании может привести к неправильной оценке н. д. с. оболочечной конструкции. [c.178]

Для испытаний малых образцов по схеме чистого изгиба созданы стандартные приспособления (рис. 5.4.1). Приспособление для нагружения прямых и кривых стержней моментами описано в работах [163—165]. Изгибающий момент в этом приспособлении создается при помощи блоков-головок нагружения, жестко прикрепленных к концам образца. Изгиб стержня происходит в результате поворота головок нагружения поворот достигается при помощи системы уравновешивающих блоков и тросов, растягиваемых силой Р в противоположных направлениях. Системой блоков и тросов обеспечи вается также одинаковая величина обоих моментов. Изгибающий момент равен М = РЯбл, где — средний радиус канавки бло-ков-головок нагружения. Преимущества этого способа нагружения— возможность поворота концевых сечений на большие углы — до 180° п чистота (однородность) действующих усилий. О последнем свидетельствует форма образца при деформировании — например, при угле поворота 180° образец из достаточно податливого материала образует правильный полукруг. Недостаток этого способа нагружения — необходимость образцов относительно больших размеров например, длина рабочей части самых малых из использованных в работе [163 ] образцов равна 200 мм. [c.196]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...