175 — Устойчивость сдвигающие критические

Пример 7.4 Рассмотрим более сложную задачу устойчивости. Определить критическую силу такой же пластины, но нагруженной на части контура (рисунок 7.7,с). Усилие можно продолжить на всю длину кромки с помощью выражения NN [-Н х-yi), где //(Зс-1/2 -единичная функция Хевисайда со сдвигом. При включении Nx в коэффициент s критическая сила получается со значительным превышением Nn=2 . 35D. При включении в коэффициент г (путем поворота систем координат) критическая сила получается суш ественно меньшей Л =100.051). Среднее значение двух вариантов Ni]= 55.1D. При решении данной задачи предполагалось, что вся область пластины испытывает продольно-поперечный изгиб. Это весьма грубое допущение и критическая сила получилась существенно меньше истинного значения. Задачу можно решить в более точной постановке, т.е. считать, что подобласть 0-1 испытывает продольно-поперечный, а подобласть 1-2— поперечный изгиб в момент потери устойчивости. Если пренебречь искажением указанных напряженных состояний в граничной зоне подобластей, то матрица устойчивости примет вид [c.439]

Большинство легирующих элементов, растворенных в аустените, повышают его временную устойчивость, сдвигая С-образные кривые изотермического превращения аустенита вправо по координатной оси времени. При этом критическая скорость закалки уменьшается. (В сталях мартенситного типа этого уменьшения оказывается достаточно, чтобы уже при нормализации получить мартенситную структуру). [c.72]

Приведем теперь данные о границах устойчивости течения на плоскости (Рг, Сг, ) для двух значений параметра Пекле (рис. 72). С ростом Ре стабилизация гидродинамической моды имеет место при всех числах Прандтля. Сильный рост в области малых Рг связан с тем обстоятельством, что в этой области параметром,определяющим устойчивость,служит, в сущности, не число Пекле, а число Рейнольдса Яе = Ре/Рг. Формулу сдвига критического числа перепишем в виде Сг = Сго + К (Ре/Рг) . При фиксированном Ре с уменьшением Рг критическое число Сг растет по закону 1/Рг . В области больших Рг параметром, определяющим границу устойчивости, становится число Пекле Ре, и при фиксированном значении этого параметра критическое число Грасгофа для гидродинамической оды практически не зависит от Рг. При значениях Ре = 1 и 3 имеет место Дестабилизация волновой моды, сопровождаемая понижением предельного [c.107]

Выше речь шла о влиянии на устойчивость конвективного течения вибраций высокой частоты. Если частота вибрации конечна, а направление вертикально, то основное плоскопараллельное течение содержит осциллирующую часть (см. [30]), и задача устойчивости приводит к системе амплитудных уравнений с периодически меняющимися со временем коэффициентами. При этом, в отличие от высокочастотного предела, амплитуда и частота выступают в качестве независимых параметров. Задача устойчивости в такой постановке решалась в работе [31] методом Галеркина — Канторовича. Полученные количественные результаты относятся к весьма узкой области изменения параметров вибрации и показывают, что в зависимости от амплитуды и частоты возможна как стабилизация, так и дестабилизация основного течения. Эффекты в обследованной области параметров весьма малы (сдвиг критического числа Грасгофа не превосходит 1,3%). [c.117]

По этой же причине коррозионную устойчивость многих металлов и сплавов (например, Сг—Fe-сплавы и H SOJ можно значительно повысить, приложив анодный ток, изначально равный или превышающий критический ток пассивации. Потенциал металла сдвигается в пассивную область (рис. 5.1), и конечная плот- [c.78]

Критические и некритические циклы. Пусть гладкое векторное поле имеет предельный цикл с мультипликатором единица типа устойчивый узел по гиперболическим переменным . Тогда некоторая окрестность цикла наделена гладким слоением со слоями коразмерности 1, инвариантным относительно потока и сильно устойчивым каждый слой экспоненциально сжимается при сдвиге вдоль траекторий поля за положительное время [162], [180]. Один из слоев совпадает с устойчивым многообразием цикла. Аналогично описывается сильно неустойчивое слоение в случае неустойчивого узла по гиперболическим переменным. [c.116]

Начнем с простейшей задачи устойчивости длинной цилиндрической оболочки (трубы), нагруженной равномерным внешним гидростатическим давлением (рис. 6.15). Длину оболочки будем считать настолько большой, что характер закрепления ее торцов не влияет на поведение оболочки при потере устойчивости. (Ниже дана оценка длины оболочки, при которой можно пренебречь влиянием закреплений ее торцов на критическое давление). Такая длинная оболочка может деформироваться без удлинений и сдвигов срединной поверхности в частности, каждое сечение оболочки может деформироваться одинаково, как нерастяжимое кольцо. Поэтому для определения критического внешнего давления и формы потери устойчивости такой оболочки можно воспользоваться решением задачи устойчивости кругового кольца под действием равномерной гидростатической нагрузки. [c.249]

В данном случае, когда цилиндрическая оболочка теряет устойчивость без удлинений и сдвигов срединной поверхности, критическая нагрузка зависит только от изгибной жесткости оболочки, и структура формулы (6.50) для критического окружного напряжения не отличается от структуры формулы для критического напряжения]равномерно сжатой в одном направлении прямоугольной пластины со свободными краями. Полученный результат можно использовать и для цилиндрической оболочки со свободными торцами она тоже может потерять устойчивость без удлинений и сдвигов срединной поверхности. [c.250]

Если закрепления краев упругой оболочки таковы, что допускают чисто изгибную деформацию оболочки без удлинений и сдвигов ее срединной поверхности, то оболочка тоже имеет критическую точку бифуркации первого типа и при потере устойчивости ведет себя аналогично сжатому стержню или круговому кольцу. В этом случае существует тоже только одно критическое значение нагрузки, при превышении которого оболочка плавно, без хлопков переходит в новое возмущенное состояние равновесия. [c.269]

Под критическими напряжениями для пластинок понимаются такие напряжения, до которых исходное равновесное состояние является устойчивым. Если выпучивание пластинки как элемента конструкции считается недопустимым, то напряжения от расчетной нагрузки должны составлять известную часть критических. Для пластинок, закрепленных по контуру и подвергающихся действию сжатия или сдвига, потеря устойчивости не связана с разрушением в за критической области (после выпучивания) пластинка может нести возрастающую нагрузку. [c.158]

Для пластины, как и для стержня, возможны два качественно различных случая поведения в закритическом состоянии. Если закрепление контура пластины не препятствует ее чисто изгибной деформации, т. е. деформации без удлинений и сдвигов срединной плоскости (рис. 7.21, а), то после потери устойчивости поведение пластины будет таким же, как и у стержня с незакрепленным относительно поперечного смещения торцом малейшее превышение критической нагрузки приводит к чрезвычайно большим поперечным прогибам и изгибным напряжениям. В этом случае потеря устойчивости практически означает и потерю несущей способности пластины. Но если для стержней такой случай закритического поведения основной, то для тонкой пластины, являющейся элементом силовой конструкции, такой случай скорее исключительный. [c.211]

На рис. 7.21, б изображена тонкая пластина, прикрепленная по контуру к жесткой шарнирной рамке и нагруженная силой F. До потери устойчивости пластина находится в состоянии чистого сдвига. Когда внешняя нагрузка превысит критическое значение, определяемое формулой (7.27), пластина теряет устойчивость, и ее поверхность становится волнистой, нЬ при этом несущая способность пластины не исчерпывается. Довольно очевидно, что после потери устойчивости возрастающая внешняя нагрузка буде восприниматься главным образом за счет растягивающих сил в пластине, направленных вдоль [c.211]

Условия (2.2) впервые были предложены и использовались И. Г. Бубновым (1872—1919). В рецензии на монографию С. П. Тимошенко Об устойчивости упругих систем И. Г. Бубнов [6.3] (1913) нашел критическую силу сжатого консольного стержня, а также критическую нагрузку свободно опертой прямоугольной пластины при неравномерном продольном сжатии. Год спустя в курсе строительной механики корабля И. Г. Бубнов ([6.2], стр. 527) (1914) применил этот метод в задаче устойчивости пластины при эксцентричном сжатии и чистом сдвиге. Позднее Б. Г. Галеркин [6.7] (1917) применил метод Бубнова (в его работе имеется ссылка (стр. 897) на курс И. Г. Бубнова по строительной механике корабля [6.2]) к исследованию устойчивости и вычислению прогибов стержней и пластин для различных граничных условий. Интерпретация метода Бубнова с позиций принципа возможных перемещений была дана [c.79]

Критическая скорость закалки зависит от устойчивости аустенита и определяется составом стали. Чем больше становится устойчивость аустенита в результате легирования стали (чем больше сдвигаются вправо С-образные кривые), тем меньше требуется критическая скорость закалки для получения чисто мартенситной структуры. [c.440]

Сопоставление с расчетом. Значения критических крутящих моментов для оболочек, потерявших устойчивость, вычисленных по алгоритму гл. 2, приведены в табл. 8.1. Видно, что для тонкостенных оболочек при комнатной температуре имеет место хорошее совпадение результатов расчета по формуле (5.27) гл. 2 с экспериментальными данными. Для оболочек, испытанных при изотермических состояниях, отклонение экспериментальных значений критических моментов от расчетных по формуле (5.27) гл. 2 для двух законов изменения модуля сдвига от температуры (линейного и экспоненциального, см. гл. 2 и 6) составляет около 50%. То же самое наблюдается и для трех оболочек варианта II, испытанных при нестационарном нагреве. Указанное отклонение, по-видимому, связано с тем, что при высоких значениях температуры тепловоспринимающей поверхности часть материала стенки подвержена расслоению, в ней возникают пластические деформации. Кроме того, при высоких температурах могут проявляться и реологические свойства материала. [c.311]

Местная потеря устойчивости. Критическая сила местной потери устойчивости определяется по ( рмулам табл. 7, полученным так же, как для случая осевого сжатия. За расчетную схему принималась плоская пластинка с опертыми кромками. Экспериментальные исследования местной устойчивости при сдвиге не проводились. Для оболочек, спроектированных на действие осевого сжатия или внешнего давления, критическая сила местной потери устойчивости обычно не определяет несущую способность конструкции на сдвиг, так как здесь обеспечивается условие Q p. м > Qnp- [c.74]

Для композиционных материалов модуль сдвига G в 5. .. 10 раз меньше нормального модуля упругости, поэтому минимальное значение а р соответствует несимметричной форме разрушения. Коэффициент k, вычисленный по формуле (15), оказывается равным 0,3. .. 0,4 (табл. 3), в то время как осесимметричной форме соответствует k = 0,6. Аналогичные результаты вытекают также из работ [27, 31, 321. При рассмотрении выражения (15) можно отметить, что коэффициент устойчивости ортотропных оболочек а отличие от изотропных не является постоянным и зависит от соотношения упругих постоянных материала. Каждому из них соответствует свое значение верхней и нижней критической нагрузки. Это обстоятельство необходимо учитывать при анализе экспериментов и в практических расчетах. Аналогичные выводы можно получить н из [311. [c.160]

Рассмотрим основные варианты граничных условий на основаниях пакета и найдем для них критические нагрузки и формы потери устойчивости. Полагаем, что жесткость на сжатие существенно больше жесткости на сдвиг азз ап. [c.226]

В определяющих уравнениях устойчивости многослойного пакета (2.5), а также в формулах для критических нагрузок и форм потери устойчивости присутствуют текущие приведенные жесткости пакета на сдвиг, изгиб и смешанная. Эти жесткости могут быть постоянны или являться функциями точки осевой линии. Вопрос задания закона упругости композитной конструкции и вычисления жесткостей является центральным во всех предложенных теориях устойчивости и изгиба. [c.228]

Критические силы подсчитывались по обеим моделям — дискретной и непрерывной, отличие между ними не превышало 0,6%. Экспериментальные значения предельных нагрузок во всех случаях несколько превосходили расчетные (табл. 6.1). При повторных нагружениях предельные нагрузки несколько падали, что авторы [249] объясняют изменением модуля сдвига С, а также частичным отслоением металла. Потеря устойчивости сопровождалась большими поперечными перемещениями. Отмечено также, что возможно заметное снижение критических нагрузок (до 13%) за счет деформации используемых на практике очень тонких металлических прокладок, которые в расчете предполагались жесткими. [c.235]

Численная реализация модели (5.56), проведенная для трех значений толщины пластины /г, показала, что оптимум достигается для пространственной структуры армирования, обозначенной в (5.58) как 5г. Соответствующие параметры оптимальных проектов приведены в табл. 5.9. Анализ данных таблицы позволяет сделать вывод о том, что с увеличением толщины конструкций эффективность трехмерного армирования возрастает, поскольку с ростом толщины при определении параметров устойчивости конструкций возрастает роль поперечных сдвигов. Применение же рационально подобранных трехмерных структур армирования позволяет повысить жесткость конструкций в плоскостях х,г и у,2 , что и обеспечивает увеличение значений критических нагрузок. [c.243]

Пример 1.7. Требуется получить каноническую систему и матрицу фундаментальных решений для задач устойчивости многослойных стержней, имеющих симметричную структуру. Определим критическую силу сжатого защемленного по концам стержня. Расчет выполним с учетом деформации поперечных сдвигов. [c.58]

Ниже рассмотрена устойчивость при сдвиге. Если снова воспользоваться формулой Тимошенко, приведенной в работе [141, для расчета потока критических касательных напряжений в прямо- [c.186]

Ниже рассматривается сжатие типичной панели крыши размером 3,81 X 2,285 м при толщине обшивки tf = 0,76 мм, которая предназначена для создания сопротивления местным случайным повреждениям. Если принять, что боковые панели кузова служат для панели крыши простой опорой, то значение критического напряжения будет равно произведению значения критического напряжения, соответствующего моменту общей потери устойчивости стержнем, на коэффициент 14,3. Подставляя в формулу критического напряжения для стержня модуль сдвига = 7,93 МПа (соответствующий модулю упругости Ес = 20,7 МПа), можно прийти к выражению [c.187]

Чистый сдвиг. Пусть 7 = 7 = О, 0. Тогда критическое значение усилий и параметры формы потери устойчивости [c.53]

Для оболочки средней длины потеря устойчивости происходит с образованием вмятин в окрестности двух наиболее слабых образующих (Pq = 7Г/2, где усилия сдвига максимальны. Для определения критического значения силы используем формулы (1), (1.14), (3.10). Тогда [c.194]

В четвертой главе на основе разработанных уравнений даны решения задач цилиндрического изгиба изотропных слоистых длинных пластин и панелей и решения задач об их выпучивании по цилиндрической поверхности. Кроме того, эти задачи рассмотрены еще и на основе уравнений других вариантов неклассических прикладных теорий, приведенных в гл. 3. Выполнен параметрический анализ полученных решений, что позволило уточнить границы их пригодности, оценить влияние поперечного сдвига и обжатия нормали на расчетные характеристики напряженно-деформированного состояния и критические параметры устойчивости. Дифференциальные уравнения задач статики рассматриваемых здесь элементов конструкций допускают аналитическое представление решения, что использовано при детальном исследовании и сравнительном анализе структур решений, полученных с привлечением различных геометрических моделей деформирования. На примере задачи цилиндрического изгиба длинной пластинки показано, что в моделях повышенного порядка появляются решения, описывающие ярко выраженные краевые эффекты напряженного состояния. С наличием последних связаны существенные трудности, возникающие при численном интегрировании краевых задач уточненной теории слоистых оболочек и пластин — их характер, формы проявления и пути преодоления также обсуждаются в этой главе. [c.13]

Следует добавить, что дифференциальные уравнения, описывающие процессы изгиба и выпучивания длинной прямоугольной пластинки по цилиндрической поверхности, образующая которой параллельна длинной стороне пластинки, лишь значениями некоторых коэффициентов (см. ниже) отличаются от соответствующих уравнений изгиба и устойчивости слоистых балок и стержней. Точно также уравнения, описывающие процессы изгиба и выпучивания длинной панели по цилиндрической поверхности, аналогичны соответствующим уравнениям изгиба и устойчивости арки. Так возникают пары близких между собой систем дифференциальных уравнений, характеризующих механическое поведение существенно различных элементов конструкций. Ясно, что методы исследования краевых задач для этих близких систем уравнений одинаковы, а результаты, полученные при решении одной из них, сохраняют свое значение и для другой. Поэтому сформулированные ниже выводы о характере и степени влияния поперечных сдвигов, обжатия нормали, вида краевых условий на характеристики напряженно-деформированного состояния и критические параметры устойчивости слоистых длинных пластин и панелей остаются справедливыми для балок, стержней и арок. [c.94]

Аустенитные нержавеющие стали, содержащие более 45 % Ni, стойки к КРН в кипящем растворе Mg lj, а также, по-видимому, и в других хлоридных растворах (рис. 18.8) [61 ]. Эделеану и Сноуден отметили [48], что нержавеющие стали с высоким содержанием никеля более устойчивы к растрескиванию в щелочах. Увеличение содержания никеля в аустенитных нержавеющих сталях приводит к сдвигу в положительную сторону критического потенциала КРН в растворе Mg la, причем этот сдвиг значительнее сдвига соответствующего коррозионного потенциала. Вследствие этого повышается стойкость сплава [62]. Когда содержание никеля в сплаве достигает и превышает 45 %, его стойкость к КРН перестает зависеть от окислительно-восстановительного потенциала среды, а более важную роль начинают играть факторы, определяемые не средой, а структурой сплава, такие как вредное влияние дислокаций или уменьшение растворимости азота внедрения. [c.320]

При F2 =0 уравнение А o,F = О представляет задачу М.Бекка, при F = О — задачу В.И.Реута на основе модели С.П.Тимошенко, т.е. дополнительно учитываются сдвиг, инерция враш,ения и деформированное состояние стержня. Определяя методом последовательного перебора корни уравнения (3.2) и координаты точек слияния двух первых частот, можно найти критические силы различных неконсервативных задач устойчивости. Полученные результаты сведены в таблицу 4.4. [c.229]

Степень турбулентности Ео определяет добавочные возмущения, которые действуют на пограничный слой со стороны его внешней границы. Чем больше значение Ес, тем меньше размеры переходной области и ниже критическое значение Re. Положение переходной области и ее размеры заметно меняются в зависимости от характера внешнего течения. Если скорость в направлении движения жидкости падает, а давление растет dp/dx>0), т. е. имеет место диффузор-ное течение, устойчивость ламинарного течения резко снижается и переход к турбулентному течению происходит при более низких значениях Re, чем в случае безградиентного течения. Наоборот, при конфузорном течении область перехода сдвигается в зону более высоких значений, Re и одновременно растет ее протяженность. Стабилизирующее влияние ускоряющихся потоков очень велико и объясняется резким увеличением сил трения в пристеночной области. При некоторых условиях под действием возрастающих вязких напряжений происходит не только расширение области ламинарного течения, но и полное гашение уже развившегося турбулентного режима. Внешнее течение при ламинарном пограничном слое характеризуется обычно безразмерным параметром следующего вида f=(dujdx) . Тогда для оценки величины Re Kp2 можно воспользоваться полуэмпирической формулой А. П. Мельникова, которая одновременно учитывает влияние обоих рассмотренных факторов [c.166]

На основе подходов синергетики и данных исследования эволюции дислокационных структур при деформации, рассмотренных в гл. 3, точку перехода от стадии II к стадии III с координатами х, у (см. рис. 89) следует трактовать как точку бифуркации, отвечающей смене типа дефекта, контролирующего диссипацию энергии. На стадии II диссипация энергии связана с дислокациями (ламинарное течение), а на стадии III — с дискли-нациями (турбулентное течение). Это и обусловливает смену типа диссипативных структур в этой критической точке. Таким образом, критическое напряжение отвечает напряжению сдвига, выше которого система не может продолжать пластическую деформацию по механизму трансляции как контролирующей моды, не обеспечивающей дальнейшую эффективную диссипацию энергии и устойчивость системы, а поэтому включается новый контролирующий механизм диссипации энергии, связанный с ротационной модой деформации [11]. [c.137]

Возможны два качественно разных случая закритического поведения пластин. Если закрепления контура пластины не препятствуют ее чисто изгабньш деформациям, при которых срединная плоскость переходит в развертывающуюся поверхность, малейшее пре-вьппение критической нагрузки приводит к очень быстрому росту поперечных прогибов и изгибных напряжений (кривая 1, рис. 9.12.1). Потеря устойчивости практически означает потерю несущей способности пластины. Но у пластин, входящих в состав силовой конструкции, контур обычно закреплен относительно поперечных прогибов и после потери устойчивости срединная плоскость становится поверхностью двоякой кривизны, что неизбежно связано с появлением в ней дополнительных удлинений и углов сдвига. В этом случае пластина после потери устойчивости может продолжать воспринимать возрастающую нагрузку (кривая 2). Однако возникающие изгибные- [c.208]

Как и следовало ожидать, косая перекрестная намотка весьма незначительно повьш1ает критическое усилие цилиндрической оболочки. Это объясняется тем [72], что наиболее оптимальное соотношение модулей упругости в осевом и кольцевом направлениях и модуля сдвига, которое должно было бы привести к существенному увеличению критического усилия, сопровождается возрастанием степени свободы, выражающимся в возможности появления косых форм потери устойчивости, что снижает критическое усилие. [c.220]

При рассмотрении задачи прочности такого бруса система уравнений распалась на два независимых уравнения, одно из которых было 5фавнением для усилий в связях сдвига в стержне с абсолютно жесткими поперечными связями, а другое давало такое распределение усилий S в поперечных связях, какое получается для отпора грунта при решении задачи о балке на упругом основании. Покажем, что и система уравнений устойчивости такого стержня распадается на две независимые группы. Одна из них дает такие значения критической нагрузки и формы потери устойчивости, какие возникают в стержне с абсолютно жесткими поперечными связями, которые при этом остаются ненапряженными, другая же группа уравнений приводит к решению, аналогичному решению задачи устойчивости стержня в упругой среде. [c.234]

Вероятно, наиболее привычной конструкцией автомобиля без шасси, из числа встречающихся на дорогах, является полуприцеп с несущей цистерной. Длинные цилиндрические оболочки образованы несущими балками круглого сечения. Требование по сохранению большой несущей способности цистерн при одном и том же боковом профиле определило переход от формы прямого кругового цилиндра к эллиптическому, т. е. к так называемым цистернам максимального сечения, боковой профиль которых имеет излом на нижнем контуре, как показано на рнс. 3.30. Отделы транспорта и сбыта ведущих компаний по производству алюминия стремятся разработать полу-эмпирические методы расчета цистерн. В этом отношении типичным является следующий подход принимается, что тонкостенные обо-лочечные балочные конструкции теряют устойчивость при экстремальных конструктивных нагрузках раньше, чем в них достигаются предельные напряжения при растяжении, сжатии или сдвиге. Для зоны сжатия нагруженной цилиндрической цистерны, показанной на рис. 3.30, по элементарной балочной теории критическое напряжение а = МуИ, и началу выпучивания соответствует напряжение, вычисляемое по эмпирической формуле а р = 0,38Etlr. [c.95]

Было исследовано влияние одновременного легирования компонентами, повышающими пассивируемость (Сг, Мо) и катодную эффективность (Pd) на коррозионное и электрохимическое поведение титана [126]. Подобные сплавы показали максимальную пассивируемость и максимальную устойчивость в серной и соляной кислотах по сравнению со всеми известными сплавами на основе титана. Повышение коррозионной устойчивости сплавов Ti—15%Мо и Ti—15% Сг при легировании их 2% Рс1может быть пояснено на основе анализа поляризационных кривых для этих сплавов в растворе 80%-пой H2SO4 при температуре 18° С (рис. 64). Из диаграммы видно, что легирование титана 15% Мо снижает критический ток пассивирования г п и смещает в более отрицательную сторону потенциал полного пассивирования i nn- Легирование титана 15% Сг несколько увеличивает критический ток иас-сивирования, но сильно сдвигает в отрицательную сторону потенциал пассивирования, особенно потенциал полного пассивирования i nn- Потенциал коррозии всех этих сплавов, дополнительно легированных 2% Pd, вследствие весьма низкого перенапряжения водорода на тонкодисперсных включениях палладия, постоянен и приблизительно равен нулю вольт следовательно, он находился в зоне нестабильной пассивности сплавов (заштрихованная горизонталь на рис. 64). В этих условиях коррозионная устойчивость [c.94]

В шестой главе рассматриваются слоистые цилиндрические оболочки. Замкнутая система дифференциальных уравнений, описывающая в линейном приближении процесс деформирования слоистой упругой ортотропной композитной цилиндрической оболочки, получена из общей системы и использована при исследовании осесимметричного изгиба оболочки, нагруженной равномерно распределенным внутренним давлением. Выполнен параметрический анализ влияния поперечных сдвигов на интегральные (прогибы, усилия, моменты) и локальные (нагрузки начального разрушения) характеристики напряженно-деформирован-ного состояния. На примере этой задачи исследована зависимость решения от функционального параметра /(z) и показано, что в большинстве практически важных случаев этот параметр можно принять соответствующим квадратичной зависимости сдвиговых поперечных напряжений от нормальной координаты. В параграфе 6.4 дано решение задачи об устойчивости цилиндрической многослойной оболочки, нагруженной внешним давлением. Эта задача рассмотрена как на основе разработанных в настоящей монографии уравнений, так и на основе других вариантов уравнений устойчивости, приведенных в третьей ее главе. Выполнен параметрический анализ полученных решений, что позволило выявить и оценить влияние поперечных сдвиговых деформаций, обжатия нормали, кинематической неоднородности, моментности основного равновесного состояния на критические параметры устойчивости. [c.14]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...