Коэффициенты, данные для расчетов и сплавов

Примечание. Использовать представленные выше данные для чугунов и легких сплавов можно лишь в приближенных, предварительных расчетах, так как эффективные коэффициенты концентрации для чугунов и легких сплавов в сильной степени зависят от большого количества факторов, не учтенных приведенными графиками и таблицами (химический состав, особенности термической обработки, технологии изготовления, однородность металла и т. д.). [c.464]

Упругие эле.менты часто применяют для поглощения термических деформаций при установке на валу нескольких деталей, выполненных из сплавов с повышенным коэффициентом линейного расширения (например, роторов многоступенчатых аксиальных компрессоров). Для фиксации и затяжки таких деталей требуется значительная осевая сила. Поэто.му упругие элементы в данном случае выполняют в виде набора многочисленных прочных и относительно жестких элементов (рис. 238), в сумме дающих необходимую упругость. Методика расчета упругих элементов приведена в разделе 10, [c.366]

В табл. 42 приведены значения коэффициента Пуассона и модуля упругости материала алюминиевый сплав 1100 — волокно борсик диаметром ПО мкм. Расчет коэффициента Пуассона производили по диаграмме напряжение—деформация. Поскольку на полученной кривой имеются две области линейная (в пределах упругой области) и нелинейная (область, где матрица пластически деформируется), в таблице даны значения коэффициента Пуассона для обеих областей. Б табл. 43 приведены типичные свойства 204 [c.204]

На образцах ДКБ могут быть сделаны измерения скорости роста коррозионной трещины как функции коэффициента интенсивности напряжений в вершине трещины. Таким образом, в то время как гладкие образцы не могут быть использованы для определения времени до разрушения конструкций с трещиной (дефектом) или для расчета нагрузок, ниже которых конструкции с трещиной не будут разрушаться за данный промежуток времени, образцы с трещиной могут быть использованы для этих целей. Это не значит, что образцы с трещиной должны заменить все гладкие образцы при испытаниях на КР алюминиевых сплавов. Более того, такие данные, полученные на образцах с трещиной, являются ценным дополнительным материалом к пороговому значению, определенному на гладких образцах, аналогично тому как данные по росту усталостной трещины являются важным дополнением к стандартной усталостной кривой 5—N для различных сплавов [70]. И подобно данным по росту усталостной трещины, данные по росту реальной коррозионной трещины могут быть полезными для установления интервалов технического осмотра и для контроля за изменением состояния конструкций. Кроме того, значения /Сщр могут быть использованы для установления нагрузок, которые гарантируют безопасность конструкций, имеющих необнаруженные трещины (дефекты) в коррозионной среде в течение расчетного срока службы. Специальные примеры по реальному использованию данных по образцам с трещиной (скорость и Кщр) даны ниже (см. п. 5). [c.185]

Применительно к атомным энергетическим установкам по мере накопления данных о средних и минимальных характеристиках механических свойств, повыщения требований к уровню технологических процессов на всех стадиях получения металла и готовых изделий, развития методов и средств дефектоскопического контроля и контроля механических свойств по отдельным плавкам и листам было принято [5] использовать при расчетах не величины [о ], а коэффициенты запаса прочности и гарантированные характеристики механических свойств для сталей, сплавов, рекомендованных к применению в ВВЭР (см. гл. 1, 2). Для новых металлов, разрабатываемых применительно к атомным энергетическим реакторам, был разработан состав и объем аттестационных испытаний, проводимых в соответствии с действующими стандартами и методическими указаниями. Методы определения механических свойств конструкционных материалов при кратковременном статическом (для определения величин Ов и 00,2) и длительном статическом (для определения величин и o f) нагружениях получили отражение в нормах расчета на прочность атомных реакторов [5]. [c.29]

Коэффициенты запаса прочности при расчетах на статическую прочность можно классифицировать по роду металла — деформируемому (поковки, штамповки, прокат) или литому, а также исходя из температуры. Последняя определяет для каждой марки стали и сплава основные характеристики, к которым применяется коэффициент запаса. Так, например, для углеродистых сталей, начиная примерно с 350° С, необходимо принимать во внимание также ползучесть металла и относить коэффициенты запаса к длительным характеристикам, а не только к пределу текучести при рабочей температуре. Для теплоустойчивых и жаропрочных сталей перлитного класса (хромистых нержавеющих и аналогичных им) эта температура составляет примерно 430°С, а для аустенитных 480—520° С, в зависимости от марки стали. Это верхние пределы умеренных температур для данных классов деталей. [c.30]

Авторы рассмотрели возможные связи структуры ближнего порядка с термодинамическими характеристиками (коэффициентами активности, энтропией смешения) некоторых сплавов и пришли к выводу, что в общем случае такая связь имеется, но для расчета термодинамических свойств жидких сплавов структурных данных недостаточно. [c.30]

В табл. 2.3 приведены результаты аналогичной статистической обработки испытаний на длительную прочность сталей еще девяти марок [69] и никелевого сплава [68]. В ряде случаев для расчета коэффициентов использованы экспериментальные данные, полученные при времени до разрушения менее 200 ч. Результаты обработки экспериментальных данных для этой группы материалов аналогичны итоговым данным табл. 2.2 [c.42]

Во всех приведенных выше формулах имеются коэф.-фициенты, зависящие от природы металла и имеющие различные значения для разных металлов и сплавов, что затрудняет использование этих формул для практических расчетов. Для ориентировочных расчетов С. И. Губкин предложил пользоваться скоростными коэффициентами , которые позволяют рассчитать сопротивление деформации при данной скорости, если оно известно при другой. [c.152]

Выполнена оценка достоверности использования в расчетах по формуле (5.60) коэффициента пропорциональности на основе фактических данных по испытаниям сталей в диапазонах 1,8 < /Ир < 2,2 и предела текучести для сталей — 500-1500 МПа для сплавов титана — 500-1200 МПа, и алюминиевых сплавов — 250-500 МПа. Расчетные значения Ig is отличались от экспериментальных значений менее чем на 3 %. Выборочный коэффициент корреляции был равен 0,91. В тех случаях, когда характеристики сплава были взяты из справочника, точность оценки находилась в пределах 10 %, а значение коэффициента корреляции было не ниже 0,8. [c.251]

Во многих случаях конструктивные размеры определяются требованиями прочности. В случаях, когда существует риск коррозионного растрескивания под напряжением (см. 4.11), необходимо убедиться, что растягивающие напряжения не превосходят верхнего предела, который с точки зрения коррозионного растрескивания допустим для данного сплава. При переменной нагрузке необходимо убедиться, что не превышен предел усталости. Иначе может произойти усталостное или коррозионно-усталостное повреждение (см. ри. 4.11). Опасность растрескивания от коррозии под напряжением, усталости или коррозионной усталости особенно велика там, где имеются концентраторы механических напряжений, например надрезы и маленькие отверстия, а также места резкого изменения формы. Эти неоднородности должны быть учтены путем введения коэффициента формы при силовом расчете размеров конструкции. В случае сварных конструкций необходимо также принимать во внимание, что прочность материала, а также его сопротивление коррозионному растрескиванию под напряжением, усталости и коррозионной усталости в месте шва или около него бывает часто пониженным. [c.94]

Картина роста трещин примерно такая же. В обзоре [521 для алюминиевых сплавов эффект частоты, количественно незначительный в обычной атмосфере, растет с повышением температуры и влажности. Это же отмечалось для нержавеющих сталей [2211 и высокопрочных сталей [118]. Возникает вопрос — существует ли предел нагрузки, ниже которого трещина не растет, т. е. физический предел выносливости. В работе [327] испытывали на трещиностойкость чистую медь, низкоуглеродистую и нержавеющую (тип 304) стали с большой частотой нагружения (20 кГц) и установили, что такой предел есть. При этом измеряли скорости роста трещин до 4 10 мм/цикл. Изменение минимальной скорости роста трещины от 10 до 10 мм/цикл не влияет на пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений, т. е. существует нагрузка, ниже которой образец с трещиной может выдержать бесконечное число циклов. С практической точки зрения не так уж важно знать предел выносливости и пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений при малой частоте и очень больших базах. Все должно определяться спецификой нагружения детали в эксплуатации. В данном исследовании частота нагружения была характерной для конкретных изделий, и при этой частоте определяли предел выносливости и пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений. В общем желательно в расчетах использовать пороговые характеристики и предела выносливости, полученные с одинаковой частотой и на одинаковых базах. Надо отметить, что предел выносливости и пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений очень сходные характеристики, обе они определяют предел нераспространения разрушения при циклическом нагружении. [c.128]

Для многочисленных приложений уже более не приемлем расчет при неограниченной [долговечности путем введения соответствующих теоретических коэффициентов к пределу выносливости гладких образцов. Это могло бы привести к неоправданному завышению [размеров сечений, особенно для деталей, выполненных из алюминиевых сплавов, которые работают при относительно малых числах циклов. Современная тенденция состоит в том, чтобы проводить расчеты при ограниченной долговечности, и это может быть достигнуто для тех случаев, когда средние и знакопеременные нагрузки прикладываются согласно описанному ниже общему расчетному методу. Этот метод базируется на [объяснении характеристик образцов с концентрацией напряжений исходя из характеристик гладких образцов путем введения соответствующих эффективных коэффициентов концентрации. Сводка прилагаемых формул приведена в разд. 7.11, а примеры их применения даны в разд. 7.9. [c.20]

Зависимости коэффициентов интенсивности напряжений от параметра Я (К-тарировки f (Я) =Kij(/>Уя/)), полученные для различных отношений Pijp после решения уравнения (7.72) с помощью метода механических квадратур, представлены на рис. 85—87 соответственно для волок форм 9, 11 и 13 [38]. Внутреннее давление р (при 6=7 0) изменяли в пределах 392—1960 МПа с шагом 196 МПа в случае отсутствия натяга задача становится линейной по р и, следовательно, функция f K) не зависит от приложенного давления. Механические характеристики материала волоки (твердый сплав ВК6) и подкрепляющего кольца (среднеуглеродистая сталь) брали равными о=6,28-105 МПа, цо=0,22 и i=2,06X Х10 МПа, р,1=0,28 остальные данные для расчетов взяты из табл. 41. Для указанных значений параметров относительная погрешность, меньшая 1 %, достигалась при количестве узлов на трещине N—20. [c.210]

Данные, приведенные в таблице для алюминиевого сплава Д16АМТ, собраны на трех различных заводах при объеме выборок 4—30 образцов. Несмотря на такие большие объемы вь8-борок, средние значения и особенно коэффициенты вариации механических свойств мета.таа, изготовляемого различными заводами, различны. При использовании подобных данных для расчета элементов на прочность вероятностными методами следует брать данные определенного металлургического завода, если рассчитываемые элементы изготовляют из. металла только этого завода. Если рассчитываемые элементы изготовляют из металла ряда заводов, то следует оценивать средние значения и коэффициенты вариации характеристик механических свойств по объединенным выборкам всех заводов. [c.139]

В качестве примера с использованием метода моделирования были рассчитаны коэффициенты к и соответственно Л для различных режимов обработки и снятых припусков применительно к размерной ЭХО рабочей части лопаток длиной до 1200 мм, изготовленных из стали 15X11МФ и титанового сплава 48-Т4. Рабочая часть лопатки услЬвно разбивалась на шесть участков. Данные, необходимые для расчета и сопротивления участков лопатки при различных значениях припуска г, представлены в табл. 14. [c.234]

Изменение с составом удельного электросопротивления жидких сплавов золота с серебром при 1135° показано на рис. 148 [121, 123]. С экспериментальными данными 121] хорошо согласуются расчетные данные [122]. На рис. 149 приведена кривая изменения с составом удельного электросопротивления твердых сплавов при 300°К. Измерения производили на лроволоке диаметром 0,254 мм, изготовленной из сплавов, содержащих менее 0,1% примесей [120]. Влияние температуры на удельное электросопротивление сплавов по данным [120] показано на рис. 150. На том же рисунке приведены данные, полученные в работах [93] и [126] для сплавов и в работах [124] и [125] для золота и серебра. По результатам экспериментальных измерений авторами работы [120] выведено уравнение для расчета электросопротивления сплавов в зависимости от состава и температуры. Данные [7] по удельному электросопротивлению при 25 и 100° и температурному коэффициенту электросопротивления сплавов были приведены в табл. 117. В работе [79] удельное электросопротивление деформированных сплавов, содержащих 20 и 30% Ад, определено равным 9,8 и 10,2 мком-см, а температурный коэффициент электросопротивления 0,90-10- и 0,70-10 град- соответственно. [c.235]

На основе поверочных расчетов определяется допустимость принятых конструктивных форм, технологии изготовления и режимов эксплуатации если нормативные требования поверочного расчета не удовлетворяются, то производится изменение принятых решений. Для реализации расчетов по указанным выше предельным состояниям в ведущих научно-исследовательских и конструкторских центрах был осуществлен комплекс работ по изучению сопротивления деформациям и разрушению реакторных конструкционных материалов. При этом для вновь разрабатываемых к применению в реакторах металлов и сплавов (низколегированные тепло-и радиационно-стойкие стали, высоколегированные аустенитные стали для тепловьщеляющих элементов и антикоррозионных наплавок, шпилечные высокопрочные стали) исследовались стандартные характеристики механических свойств, входящие в расчеты прочности по уравнениям (2.3), -пределы текучести Оо,2, прочности, длительной прочности о , и ползучести a f Наряду с этими характе мстиками по данным стандартных испытаний определялись характеристики пластичности (относительное удлинение 5 и сужение ударная вязкость а , предел выносливости i, твердость, модуль упругости Е , коэффициент Пуассона д, а также коэффициент линейного расширения а. [c.38]

В справочной литературе приводятся данные о номинальных значениях температурного коэффициента расширения, которые могут быть использованы для расчета номинальной характеристики преобразования. На практике необходимо считаться с разбросом значений этого коэффициента и изменением их в зависимости от структурного состояния сплава, которые вызывают отклонение действительной характеристики преобразования от номинальной. Кроме того, температурный коэффициент расширения зависит от напряженного состояния, особенно в области большихпластическихдеформаций [1]. Однако, как показывает опыт, в области упругих и малых пластических деформаций с достаточной для практических задач тензометрии точностью эту зависимость можно не учитывать. [c.44]

Для вычисления и фд определяют скорость ползучести по кривым ползучести линейной интерполяцией по параметрам Т, О , т. Из-за недостатка опытных данных по ползучести материала при низких температурах (например, для сплава ХН77ТЮР до 500—600° С) считаем, что = О до некоторого значения. Это значение также задается в исходной информации. После вычисления коэффициентов (i, / = 1, 2), (р т, Фет. Фгс> Фвс расчет ведется по приведенным выше формулам. Интегральное уравнение растяжения диска решается методом последовательных приближений. Точность расчета задается. После нахождения решения интегрального уравнения, например ANr (г) при расчете на растяжение, определяют значения ANq (г), а затем вычисляют прира- [c.102]

При наличии изотропного упрочнения R > О, см. 2.7) коэффициент подобия т в (2.81) для кривой деформирования при знакопеременном нагружении зависит от накопленной пластической деформации q поликристалла. По результатам анализа модели поликристалла при сжатии после предварительного растяжения для R — 0,02Go/t , где т — начальное значение предела текучести в системе скольжения, на рис. 2.29 кривой 1 соответствует т = 2,08, а кривой 2 — m = 2,50. Ширина петли гистерезиса при знакопеременном нагружении с амплитудой а/сту 2 в данном примере расчета достаточно быстро уменьшается. Штриховой линией для сравнения отмечена диаграмма растяжения при наличии только анизотропного упрочнения (G = 0,01Go, R = 0). На рис. 2.30 сплошной линией представлена расчетная зависимость т от q а нанесены точки, полученные при обработке экспериментальных данных по знакопеременному кручению тонкостенных трубчатых образцов из алюминиевого сплава АМгб при Т = 291- 523 К. Параметры модели В этом расчете также были подобраны иэ соответствия расчетных и экспериментальных кривых на первом этапе нагружения. В исследованном диапазоне температур коэффициент т практически [c.108]

Огибающие кривых ползучести в циклах нагружения могут быть использованы для расчетов на прочность с учетом нестационарной ползучести. Получить такие кривые ползучести можно по результатам испытаний при циклическом нагружении (с полной разгрузкой). По результатам таких испытаний npij одном — двух уровнях напряжений определяют коэффициент /(, характеризующий ускорение ползучести вследствие нестационарности нагружения. По данным испытаний ряда жаропрочных никелевых сплавов коэффициент можно принять независимым от напряжения и равным 2. .. 6. Для сплава ЖС6-КП К-2. [c.32]

Сравнение результатов расчетов и опытов. Сопоставление расчетных значений теплопроводности X, удельного сопротивления р, термо-ЭДС а с экспериментальными данными для эвтектических сплавов Bi- d,Sn- РЬ, Т1Те- РЬТе, Sn-Bi, a-In, d-In, Pb- In, Pb- Bi проводилось в широком диапазоне температур, когда сплав находился как в твердом, так и в жидком состоянии. При расчетах использовался обоснованный в 2.7 метод определения коэффициентов переноса сплавов. [c.167]

В целях проверки полученных теоретических зависимостей для расчета силы на задней поверхности проведены экспериментальные исследования. Измеряли силу на задней поверхности при свободном резании стеклопластика КППН резцом из твердого сплава ВК8. В процессе экспериментов одновременно определяли силу и коэффициент трения на задней поверхности. Для большей достоверности силу на задней поверхности определяли двумя известными методами [31] экстраполяции силовых зависимостей на нулевую толщину среза и сравнения сил резания при различных износах главной задней поверхности резца. Для тех же условий проведены расчеты силы резания на задней поверхности по предложенным формулам. Результаты сравнения экспериментальных и расчетных данных приведены в табл. 2.2, где относительные погрешности (в процентах) подсчитаны по формуле. [c.33]

Если по характеру работы возможны регулярные повторные подъемы одного и того же груза, то их следует учитывать при определении Л . Учет колебаний, возникающих в конструкциях в результате динамического приложения груза, производится лишь в случаях, когда 2 < N [0.13]. Число циклов напряжений элементов металлических конструкций см. в табл. 1.30. Допускаемые напряжения при расчетах на прочность даны в табл. 1.42—1.48 и при расчетах на выносливость — в табл. 1.49— 1.51 (запасы прочности см. в табл. 1.28). Для алю.чиниевых сплавов допускаемые напряжения основного металла, сварных, клепаных и болтовых соединений, приведенные в табл. 1.45—1.48, при температурах металла свыше 50 С должны быть умножены на коэффициент < 1. Нагрузки случая I, заданные в виде гистограмм (кривых распределения), заменяются эквивалентными нагрузками по (1.41). [c.83]

О кинетике изменения и величине внутренних деформаций и напряжений в околошовной зоне при сварке титана данных очень мало. Однако, располагая сведениями о коэффициенте линейного расширения титана (8,5 10 " 1/°С при 0—100° в сравнении с 11,7 10 1/°С для железа), о модуле упругости (11250 в сравнении с 21000 кГ/мм для железа) и характере изменений удельного объема при протекании фазовых превращений, можно в первом приближении оценить знак и порядок величин остаточных деформаций и напряжения. Превращение [3 а в титане и его а- и а + 13-снлавах, а также превращение (3 со в а+13-сплавах титана протекают пе с увеличением объема, как превращение а в железе и стали, а с небольшим уменьшением его. Едипствепное превращение в титане и его сплавах, которое происходит с увеличением объема, — это гидридное (на 15% при Т1Н 100%). Однако расчеты показывают, что при содержании 0,01% Ы изменение удельного объема технического титана вследствие гидридного превращения не превышает 0,1%. При полном превращении аустенита в мартенсит, например в стали с 0,38% С и 1,4% Сг, удельный объем увеличивается в среднем на 5%, т. е. в 50 раз больше Столь малый общий объемный эффект гидридного превращения в око.яо-шовной зоне, вероятно, не может привести к изменению знака остаточных продольных растягивающих деформаций и напряжений первого рода. [c.49]

Для сталей величина коэффициента = 130, а для А1-сплавов можно воспользоваться данными работы [33]. В ней эта длина определяется циклической зоной пластической деформации. Экспериментальная проверка модели Матцуока показала, что для ряда материалов и видов нерегулярного нагружения модель дает существенное расхождение расчета с экспериментом [52]. Поэтому были предприняты попытки уточнить эту модель, вводя описание скорости роста трещины после перегрузки с помощью нелинейной связи между Q и (Аа,/ йд) [54]. При этом величина йд = 2/7,2, а параметром [c.424]

Из табл. 23 видно, что наиболее высокую прочность (148кгс/мм ) имели образцы с матрицей из нелегированного магния. По расчету прочность сухого пучка при содержании 67 об. % волокна должна составлять 134 кгс/мм Таким образом, прочность образцов превышает прочность пучка на 10%, и в данном случае коэффициент эффективности матрицы равен 1,1. Введение в магний 9% алюминия приводит к сильной деградации волокон, и для партии образцов № 2 коэффициент р существенно меньше единицы. Однако если в эту же матрицу вводить борное волокно, предварительно покрытое слоем нелегированного магния, то, как это видно по результатам испытания партии кольцевых образцов № 8, коэффициент эффективности матрицы может быть значительно повышен. Полученные значения р = 1,16 свидетельствуют о том, что магниевое покрытие предохраняет бор от взаимодействия со сплавом, содержащим алюминий, а более прочная по сравнению с нелегированным магнием матрица вносит свой вклад в прочность композиции. [c.110]

В Международном научном центре им. Роквелла было исследовано поведение гальванических пар, образующихся при контакте покрытых Ало-дином 600 алюминиевых сплавов 7075, 6061 и 2024 со сплавом Ti — 6А1—4V или нержавеющей сталью 304 [190,],. Получены данные о коррозионном токе и потерях массы в 3,5 %-ном растворе Na I при комнатной температуре. Покрытие из Алодина 600 значительно снижало скорость растворения алюминиевых сплавов. Контакт с нержавеющей сталью усиливал разрушение как незащищенных алюминиевых сплавов, так и материалов с покрытием. Расчет по величине гальванического тока приводил к более низким значениям скоростей растворения металла, чем расчет по потерям массы. Введение соответствующих поправочных коэффициентов позволяет использовать непрерывную запись величины гальванического тока для определения мгновенных значений скорости растворения, по которым в свою очередь путем экстраполяции можно рассчитать скорость коррозии при продолжительной экспозиции. [c.190]

Совместное влияние температуры пайки 2 (°С) и эксплуатационной температуры Т4 (К) на предел прочности Стд сплава Д16АТ (7 = = Г1 = 830К) показано на рис. 9, где точками нанесены экспериментальные данные, а линиями — результаты расчета по формуле (85). Значение коэффициента Л] в выражении (85) определено в функции гомологической температуры Кц = TjTi и представлено графически для различных температур пайки /2 на рис. 10. Необходимо подчеркнуть, что семейство прямых в области Kii < 0,6 имеет общую точку пересечения с координатами / 4 = —1 и In Л1 = —2,64. [c.339]

Размах интенсивностей напряжений Дсг = 54 — 20,7 = 33,3 кгс/мм . Максимальная температура цикла в данной точке (см. табл. 3.5) 461° С. Соответственно Oia = 16,7 кгс/мм , aim = 37,4 кгс/мм . Для сплава ХН77ТЮР при 500° С можно принять сг = 28 кгс/мм (при Nf= 10 циклов), СГ , = = 95 кгс/мм . Таким образом, по (4.41) коэффициент влияния несимметрии = 28/95 = 0,295. По (4,40) сГэкв = 16,7 + 0,295-37,4 = 25,7 Kr W. Кривая усталости гладких образцов, вырезанных из диска и испытанных при симметричном изгибе при 500° С, приведена на рис. 4.20 (по данным Т. П. Захаровой). Эти результаты, полученные при испытаниях на изгиб, дают несколько завышенную долговечность в расчете при действии растягивающих напряжений. Для механической усталости соответствующие корреляционные коэффициенты, основанные на статистическом подходе о вероятности наличия дефекта в зоне [c.137]

К концу второго десятилетия XX столетия стал выпуклее процесс специализации экспериментаторов по признаку их интересов и мотивов, побуждающих исследования. Изучение температурных зависимостей параметров упругости является хорошим примером тенденции перехода к модельно-ориентированиым, специализированным исследованиям, которая все еще находится в стадии развития. Совершенствование паровых и газовых турбин, двигателей внутреннего сгорания и, теперь, космической техники с их требованиями работы в условиях всевозрастающих температур и давлений наталкивает одну из групп исследователей на экспериментальное изучение сложных металлических сплавов, температурные коэффициенты и внутренние демпфирующие свойства которых удовлетворяют требованиям технологического использования. Вторая группа с несколько меньшим интересом к собственно механике занималась исследованием температурной зависимости коэффициентов упругости монокристаллов с тем, чтобы сравнить результаты экспериментов с результатами расчета применительно к модели твердого тела при О К или получить численное значение волновой скорости для вычисления дебаевских температур и проверить предложенные в физике модели, описывающие удельную теплоемкость твердых тел. Третья группа стала проявлять интерес по меньшей мере к полуколичест-вениым данным, относящимся к модулям упругости при сдвиге в монокристаллах различных структур и предварительных историй [c.487]

Установлено, что во всех исследованных сплавах (АК6, Д1Т, АВТ и Д16Т) соотношение/С"близко к 0,22. Расчеты проводили для каждого сплава применительно к трем уровням нагружения, на которых исследовали по 5 образцов для каждого сплава. Следует подчеркнуть, что разброс значений искомого соотношения в большей мере определяется тем, при каком значении шага усталостных бороздок происходит переход к нестабильному росту усталостной трещины. Чаще всего переход к нестабильности происходил при шаге усталостных бороздок около 2Х Х10 м. Наибольшей величины шаг бороздок достигал при минимальных напряжениях и соответствовал, 4,4X Х10" м независимо от сплава. Полученное значение соотношения между пороговыми коэффициентами напряжений, определяющими переход от стадии формирования псевдо-бороздчатого рельефа к бороздчатому и от бороздчатого к макропластической нестабильности, подтверждается результатами анализа экспериментальных данных других авторов применительно к алюминиевым сплавам [281], а также к сплаву ВТЗ-1 [282]. В пределах установленного интервала формирования усталостных бороздок необходимо выделить стадии роста трещины, определяемые в среднем линейным изменением шага бороздок по длине трещины, а далее нелинейным. Для этого проводили обработку экспериментальных данных по такой схеме. Сравнивали два соседних уровня номинальных напряжений применительно к одному и тому же образцу, виду нагружения и марке сплава. Использовали для этой цели образцы, испытанные на изгиб и на растяжение. Исходили из допущения, что на одинаковой длине трещины в направлении ее распространения от очага разрушения на максимальную глубину различие в величинах шага усталостных бороздок определяется только различием в уровнях номинальных напряжений. При этом показатель степени в формуле (ПО) можно определить по уравнению [c.227]

При температурах 688—773° С были определены составы сосуществующих жидкой и газовой фаз (рис. 17). При расчете коэффициентов активности селена и теллура в жидкой фазе авторы использовали устаревшие данные Илларионова и Лапиной (см. гл. I) о молекулярном составе пара селена. Данные о коэффициентах активности использованы авторами [14] для оценки равновесных составов фаз при низких концентрациях селена (рис. 18). Отмечается, что для сплавов, наиболее богатых селеном, при содержании до 99,999% (ат.) Зе концентрация селена в паре всегда превышает его концентрацию в жидкой фазе. Это опровергает данные Сато и Канеко [15], так как свидетельствует об отсутствии азеотропных смесей в системе Зе—Те. [c.239]

В результате специальных опытов было установлено качественное совпадение экспериментальной и теоретической зависимости скорости перемещения зоны V от ее толщины I. Эти опыты позволили выбрать толщину зоны (/>80 мкм), при которой выражение (1) может быть представлено в виде формулы (2) и установить тот факт, что в условиях ЗПГТ в системах А1—81 и Ag—51 имеет место дислокационный механизм кристаллизации кремния из расплава на низкотемпературной границе зоны. Исследованы зависимости V от температуры, градиента температуры и формы зоны. Эти исследования показали хорошее согласие теории и эксперимента. Полученное согласие теории Тиллера со всей совокупностью проведенных опытов принято достаточным основанием для использования формул (2) и (3) в расчетах коэффициентов теплопроводности жидких сплавов по данным о скорости перемещения зон при ЗПГТ, [c.324]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...