Расчет Коэффициент деформации

Параметры упругости металлов, используемые в расчетах сварочных деформаций и напряжений (например, Е — нормальный модуль упругости, G — модуль сдвига, К — объемный модуль, V — коэффициент Пуассона), в малой степени зависят от [c.410]

Подобные решения могут быть получены и для анализа магнитных полей и деформаций. Данные расчета коэффициентов влияния позволяют в итоге выявить роль отдельных факторов в формировании поля в ЭМУ и ранжировать их по степени проявления. Анализ результатов расчета дает возможность для каждой конкретной задачи наметить наиболее целесообразные пути ее решения. [c.130]

Яблонский И. С. О расчете коэффициента интенсивности напряжений в растянутой подкрепленной панели с трещиной.— В кн. Физика и механика деформации и разрушения конструкционных материалов. Выи. 5.— М. Атомиздат, 1978, с. 123—138. [c.497]

В реальной передаче (зубчатом зацеплении) нагрузка но длине зуба распределяется неравномерно из-за деформаций валов, опор, корпусов и самих колес (изгиб, сдвиг, кручение), погрешностей изготовления. Концентрация нагрузки, являясь интегральной оценкой концентрации напряжений, существенно влияет на прочность зубьев. Ее учитывают (как и концентрацию напряжений), вводя в расчет коэффициент неравномерности распределения нагрузки Хр = Определение Хр про- [c.342]

Расчет интенсивности деформаций проводился в предположении отсутствия концентрации продольных деформаций с использованием интерполяционной формулы для коэффициента поперечной деформации в форме (3.3.2), при этом радиальная составляющая деформации определялась из соотношения (3.3.3). [c.176]

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]

Эффекты перераспределения напряжений и деформаций при возникновении в зонах концентрации неупругого деформирования в первом приближении, идущем в запас прочности, можно учесть путем введения в расчет коэффициентов концентрации деформаций (или условных упругих напряжений) [c.35]

При расчете авиационных конструкций на малоцикловую прочность должно быть учтено влияние большого количества нагрузок малой амплитуды с определением местных напряжений и деформаций в диапазоне до 10 —10 циклов. В этих условиях применение таких численных методов расчета напряженно-деформированного состояния, как МКЭ, МКР (см. гл. 8), существенно ограничено из-за большого количества зон концентрации и необходимого машинного времени и определенное преимущество имеют инженерные методы расчета коэффициентов концентрации напряжений и деформаций на контуре отверстий или вырезов в соответствии с гл. 2, 4, 7, 11. [c.107]

В результате расчета прочности при циклическом нагружении определяются коэффициенты запаса прочности по деформациям (напряжениям) и по долговечности по указанным в п. 1.3 критериям. Полученные в расчете коэффициенты запаса прочности по напряжениям и долговечности должны быть не ниже требуемых. [c.217]

Таким образом, расчет температурных деформаций в реальных случаях затруднителен в связи с необходимостью получения информации о действительных значениях температурных коэффициентов влияния элементов средств и объектов измерения, видах деформации, граничных условиях теплопередачи, действительных распределениях температуры во времени и пространстве и т. п. [c.52]

В большинстве расчетов коэффициентами вектора х пренебрегают и считают постоянным распределение деформаций поперечного сдвига по толщине. [c.174]

Инженер-конструктор создает продукцию двух видов проект деталей и узлов, представленный чертежами и описательными ведомостями, и прогнозную оценку (расчет) их надежности и работоспособности. Именно второй вид продукции требует самых больших усилий и наиболее активного сотрудничества с разработчиками материалов. Предметом рассмотрения в данном случае является такой аспект работоспособности деталей, как рабочая долговечность. Чтобы предсказать ее, инженер должен определить напряжения, температуру, химический состав рабочей среды и характеристики поведения материала. Для этого он может воспользоваться собственными расчетами, проведением испытаний или консультацией специалистов. Чтобы описать поведение, можно использовать характеристики как связанные, так и не связанные с разрушением. К последней группе характеристик относятся такие свойства, как модули нормальной упругости и сдвига, коэффициент Пуассона, коэффициент линейного расширения, теплопроводность, излучательная способность, плотность. Они нужны для расчета напряжений, деформаций и температур. В числе связанных с разрушением рассматривают коррозионные свойства, характеристики ползучести и длительной прочности, диаграммы много- и малоцикловой усталости, характеристики вязкости разрушения, текучести и предела прочности. Совместное рассмотрение всех этих характеристик приводит к выводу, что механизмы разрушения (в их зависимости от температуры и числа циклов нагружения) представляют наибольший интерес для конструкторов камеры сгорания, а также рабочих и направляющих лопаток. [c.63]

На рис. 1.27 изображено соединение, в котором внешняя нагрузка 7 увеличивает деформацию не только болта, но и деталей / и 2 (шайба и набор тарельчатых пружин). Поэтому при расчете коэффициента внешней нагрузки х детали ] в 2 нельзя учитывать наравне с деталями 3, 4, 5, деформация которых уменьшается. В таких случаях все детали соединения принято разделять на две системы детали системы болта, в которых под действием внешней нагрузки абсолютное значение деформаций возрастает (на рис. 1.27 болт и детали I и 2) детали системы корпуса, в которых абсолютное значение деформаций уменьшается (на рис. 1.27 детали 3, 4, 5). При этом [c.42]

Идя расчета местных деформаций используют коэффициенты концентрации деформаций [c.81]

На рис. 12.10 для одного частного случая показаны результаты расчета коэффициента концентрации напряжений и коэффициента концентрации деформаций по формуле (12.13) и результаты измерений, осуществленных датчиками деформаций с очень малой базой. Сравнение свидетельствует о хорошем соответствии результатов расчетов и измерений. [c.411]

Напряжения в опасном сечении а и коэффициенты интенсивности напряжений использовались для расчета коэффициентов интенсивности деформаций в упругопластической области [c.192]

В основу расчета долговечности при циклическом и длительном статическом нагружениях положен принцип суммирования повреждений, рассмотренный выше. Для определения местных деформаций используются результаты испытания материалов в условиях однородного напряженного состояния и их соответствующие аналитические интерпретации применительно к материалам циклически упрочняющимся, разупрочняющимся и стабилизирующимся в процессе циклического нагружения [29, 101, 117]. При этом пластические циклические и статические свойства определяются для зон концентрации с учетом их стесненности и кинетики в процессе нагружения. Расчет коэффициентов концентрации напряжений Кд и деформации К , производится на основе модифицированной зависимости Нейбера [29, 110, 118, 124]. Запасы прочности по напряжениям принимаются равным Пд = 2 и по числу циклов — = 10. [c.252]

Рис. 4.27. Сопоставление результатов расчетов коэффициента концентрации деформации ползучести К по

Из приведенного выше описания модели становится очевидным, что разработанная методика может быть использована при расчете коэффициентов интенсивности напряжений для любых пластин и оболочек, содержащих несквозные трещины, при условии что имеются интегральные уравнения, описывающие соответствующие задачи со сквозными трещинами. Кроме того, имеется надежное решение задачи о трещине в условиях плоской деформации, которое может быть надлежащим образом параметризовано. Итак, распространив этот метод на решение задач [c.253]

Одной из первых работ в этой области, с которой авторы настоящей главы хорошо знакомы, является работа Тернера. В ней использован метод равенства деформаций для расчета коэффициентов термического расширения смесей, исходя из плотности, модуля упругости, коэффициента термического расширения и массового соотношения составляющих компонентов. Первоначально полученная формула видоизменена с учетом объемных долей фаз и приведена в табл. 6.5 под номером (6.17). Анализ этой формулы показывает, что при одинаковом объемном модуле упругости фаз, она сводится к формуле простого правила смеси. Если сделанные [c.258]

В то же время обнаружено, что для некоторых вариантов расчета коэффициентов вариации случайных деформаций и напряжений в порошковых композитах (вольфрам-медь, железо-медь) и наполненных полимерах с учетом действительных моментных функций упругих свойств и с использованием гипотезы о их предельной локальности, результаты расчетов могут отличаться в два и более раз. Вычисление дисперсий напряжений в компонентах композитов без учета действительных моментных функций вообще приводит к нулевым и даже отрицательным значениям, что противоречит физическому смыслу. [c.56]

После осреднения структурных деформаций по объему ячейки V расчет коэффициентов теплового расширения с использованием выражения (5.14) не представляет трудностей. [c.92]

Полученные таким образом величины подъемной силы хорошо согласуются с результатами измерений на колеблющихся профилях. Описанный метод позволяет повысить точность расчета характеристик винта. Без учета срыва теория сильно завышает подъемную силу винта при сильном его нагружении, а при расчете срыва по стационарным характеристикам подъемная сила сильно занижается. Учет нестационарности и пространственного характера обтекания дает хорошую сходимость результатов расчетов с экспериментальными данными, причем эффекты скольжения дают 40% поправки, а остальные 60% определяются учетом динамического срыва. В работе [Т.30] описывается дальнейшее развитие указанного метода расчета срыва на отступающей лопасти с учетом крутильных колебаний лопасти. Для расчета коэффициента момента также используется эффективный угол атаки, подобный адин, но выбрано другое значение параметра i. Установлено, что расчетные нагрузки в цепи управления по тангажу, как и остальные нагрузки, хорошо сходятся с полученными при летных испытаниях. Совпадают амплитуды нагрузок и качественно сходятся законы их изменения. Улучшилась также сходимость расчетных и экспериментальных характеристик винта в условиях сильного нагружения. Хотя учет влияния угла скольжения существенно сказывается на аэродинамических характеристиках винта, нагрузки в цепи управления в условиях срыва от угла скольжения не зависят. В рассмотренном случае возникновение динамического срыва на конце лопасти вело к одновременному срыву на внешней части лопасти протяженностью около 40% радиуса. В результате срыва возникали очень большие нагрузки на управление, которые к тому же усиливались последующими крутильными деформациями лопасти. Дальнейшее развитие описанного метода определения аэродинамических сил на лопасти дано в работе [G.97]. [c.815]

Вывод этих формул в настоящей монографии едва ли уместен поэтому заимствуем формулы теории аберраций третьего порядка из монографии Г. Г. Слюсарева Методы расчета оптических систем , сохраняя принятые им обозначения х, у, z — координаты точки на преломляющей поверхности Ь — коэффициент деформации сферической поверхности h — высота первого (апертур- [c.257]

Анализ перераспределения напряжений и деформаций в зонах трещин позволяет количественно описать поле упругопластических деформаций и заменить в расчетах коэффициенты интенсивности напряжений на коэффициенты интенсивности деформаций. Деформационные параметры нелинейной механики разрушения дают возможность выполнить расчеты прочности на стадии проектирования. При этом используют упомянутые выше фундаментальные характеристики механических свойств, в которых учтено влияние основных конструктивных, технологических и эксплуатационных факторов и дефектов типа трещин. [c.7]

Расчеты коэффициентов, и ошибок. С помощью приведенных выше формул (см. п. Расчетные формулы ошибок ) рассчитываются все систематические ошибки механизма — теоретические и эксплуатационные (от деформаций) и определяется As — систематическая составляющая суммарной ошибки [по формуле (87)]. Для каждой частичной ошибки нужно определить — коэффициент влияния [по формуле (92) ] и оценить степень ее влияния на точность механизма. При слишком малых значениях Хс необходимо заранее внести соответствующие изменения в конструкцию, чтобы ослабить влияние соответственных систематических ошибок (следует иметь в виду, что чем меньше As , тем больше допуск на технологическую составляющую суммарной ошибки и тем дешевле будет прибор). Далее, с помощью формулы (91) определяется допуск на технологическую составляющую ошибки 6 Si, и рассчитываются предельные допуски бо< [по формуле (90)] для всех учитываемых технологических ошибок, а по формулам (94) и (97) определяются значения коэффициентов влияния Хо и После этого производится анализ степени влияния технологических ошибок — сначала по формуле (95), а затем по табл. 14. В результате для многих ошибок устанавливаются требуемые уровни точности. В тех случаях, когда необходимо получить конкретное численное значение допуска, пользуются формулой [c.456]

Первый этап расчета (выявление и исследование источников ошибок) и второй (определение частичных ошибок) здесь такие же, как и при проектном расчете (см. выше). Третий этап (расчеты коэффициентов и ошибок) заключается в следуюш,ем. Сначала рассчитываются систематические ошибки — теоретические и эксплуатационные (от деформаций) и определяется суммарная систематическая составляющая [см. формулу (87)]. Затем с помощью формул табл. 5—8 и 12 определяются характеристики полей допусков и распределения технологических первичных и частичных ошибок. Из формул частичных ошибок устанавливают и вычисляют с — неслучайные части передаточных коэффициентов, по которым затем рассчитывают средние и практически предельные значения технологических частичных ошибок, пользуясь для этого формулами [c.457]

В хрупких телах, как мы видели в 5, можно приближенно считать деформацию до самого разрушения изменяющейся по закону Гука. Поэтому найденные из упругого расчета коэффициенты концентрации можно принять действительными до самого разрушения. Процесс разрушения можно представить следующим образом (игнорируя влияние объемности напряженного состояния) когда 0м достигает величины 0в, образуется местная трещина, которая может сама рассматриваться как весьма острая выточка ), концентрация напряжений еще более увеличивается при уменьшающейся площади Рш, трещина растет, пока процесс ее роста не закончится разрушением. Таким образом, условие прочности сводится к требованию [c.68]

Расчет коэффициента Кц связан с определением угла перекоса у. При этом следует учитывать не только деформацию валов, опор и самих колес, но также ошибки монтажа и приработку зубьев. Все это затрудняет точное решение задачи. Для приближенной оценки /Ср рекомендуют графики, составленные на основе расчетов и практики эксплуатации — рис. 8.15. Графики рекомендуют для передач, жесткость и точность изготовления которых удовлетворяет нормам, принятым в редукторостроении. Кривые на графиках соответствуют различным случаям расположения колес относительно опор, изображенных на схемах рис. 8.15 (кривые /а — шариковые опоры, /б — роликовые опоры). Влияние ширины колеса на графиках учитывается коэффициентом Влияние приработки зубьев учитывается тем, что для различной твердости материалов даны различные графики. Графики разработаны для распространенного на практике режима работы с переменной нагрузкой и окружной скоростью у<15 м/с. [c.110]

Нагрев и охлаждение металлов вызывают изменение линейных размеров тела и его объема. Эта зависимость выражается через функцию свободных объемных изменений а, вызванных термическим воздействием и структурными или фазовыми превращениями. Часто эту величину а называют коэффициентом линейного расширения. Значения коэффициентов а в условиях сварки следует определять дилатометрическим измерением. При этом на образце воспроизводят сварочный термический цикл и измеряют свободную температурную деформацию ёсв на незакрепленном образце. Текущее значение коэффициента а представляют как тангенс угла наклона касательной к дилатометрической кривой дг в/дТ. В тех случаях, когда полученная зависимость Вс Т) значительно отклоняется от прямолинейного закона, в расчет можно вводить среднее значение коэффициента ср = tg0 p, определяемое углом наклона прямой линии (рис. 11.6, кривая /). Если мгновенные значения а = дгс /дТ на стадиях нагрева и охлаждения существенно изменяются при изменении температуры, то целесообразно вводить в расчеты сварочных деформаций и напряжений переменные значения а, задавая функции а = а(Т) как для стадии нагрева, так и для стадии охлаждения. 4В [c.413]

При расчете коэффициентов концентрации деформаций методом сопротивления материалов постулируется, что прочностям ( 22т> 220 и Sll2s) соответствует достижение средней деформацией матрицы своей предельной величины. Средние деформации в матрице связаны со средними деформациями слоя посредством коэффициентов концентрации деформаций. На рис. 29 проиллюстрирована модель этого случая. Основные уравнения для максимальных поперечных и сдвиговых деформаций, если пренебречь эффектами Пуассона, можно получить соответственно в виде [c.142]

При больших обжатиях, если h/d< и значительно бочкообразование, следует пользоваться формулой Рейшетера. Все приведенные выше формулы не учитывают изменение коэффициента трения в процессе сжатия образца, хотя экспериментально доказано, что от величины степени деформации при испытаниях на сжатие с большими обжатиями может происходить частичное сцепление образца с инструментом и резкое возрастание значений коэффициента трения. В этом случае для расчета сопротивления деформации можно использовать приближенную формулу Липмана [166] [c.53]

Используя соотношение (2.128) при расчете коэффициентов концентрации для к-то полуцикла нагружения вводят обобщенную диаграмму (изоциклическую и изохронную) деформирования для к-то полуцикла, например, в степенной форме = = (k.t.jr) иди линейной 5( ) = 1 + G (k, т, 7)(ё( ) - 1), где т к, t, т) и (к, t, т) - характеристики упрочнения диаграммы циклического деформирования для f -ro полуцикла. Тогда для к-то полуцикла нагружения коэффициенты концентрации /Г и вычисляют по формулам (2.118) - (2.125), заменив в них показатель т и модуль Gj упрочнения соответственно характеристиками /я (/г, t, т) и к, t, т), а напряжения а и деформации величинами 5 [c.96]

Верховского расчета коэффициентов концентрации 417 --Вильо для определения перемещений ферменных конструкций 155 ---Давиденкова измерения деформации 492 [c.548]

Рассмотрим, некоторые приближенные методы расчета коэффициента ослабления нелинейных волн. При этом ограничимся случаем из энтропических колебаний и силой трения Ф , возникающей в результате только деформации среды вдоль волны. [c.62]

Основные зaкoнo epнo ти, описывающие кинетику циклической и односторонне накапливаемой деформаций основаны на принципе обобщенной диаграммы циклического деформирования, а их форма в виде уравнений (2.10) и (2.18) относится к случаю сим.метричного нагружения. Вместе с этим известно, что изменение асимметрии нагружения приводит к тому, что равные с сим-метричны.м нагружением амплитуды напряжений снижают сопротивление деформированию материала в этих условиях [1]. Если для циклически упрочняющихся материалов этот эффект выражен незначительно и в первом приближении для оценки кинетики де-фор.маций могут быть использованы лишь амплитудные значения действующих напряжений и деформаций, то для циклически стабильных, а тем более разупрочняющихся материалов существенное значение имеют и средние напряжения цикла. В этой связи расчет кинетики деформаций основывается на приведенных значениях напряженихг и деформаций [1], причем последняя в виде ёщ, определяется по диаграмме статического разрушения, как соответствующая напряжению Одр = Пд хст , где х — коэффициент чувствительности к асимметрии, определяемый экспериментально и имеющий различные значения для полуциклов растяжения и сжатия. В этом случае приведенные напряжения для нечетных полуциклов определятся как Одр = о [1 Х1(1 -(- г)/ [c.65]

Рис. J.17. Сравнение результатов расчета коэффициентов концентрации напряжений и деформаций в тепловой канавке зависимость концентраций а — от уровня номинальных напряжений б — от степени G упрочнения в — функция F в модифицированной формуле Нейбера метод расчета 1 — конечных элементоа 2 — по Нейберу 3 — по Махутову 4 — по коду ASME

Значительный интерес представляет характер изменения коэффициента концентрации эквивалентных (по Мизесу) деформаций при изменении нагрузки (см. рис. 1.17). Для сравнения решения, полученного численно, с известными приближенными способами расчета коэффициентов концентрации использованы зависимости Нейбера, Цвикки [261 и Махутова [501. По формуле Махутова [50] [c.93]

Расчет коэффициента Kf связан с определением угла перекоса у. При этом следует учитывать не только деформацию валов, опор и самих колес, но также приработку зубьев, ошибки изготовления и сборки. Все это затрудняет точное решение задачи. Для приближенной оценки рекомендуют графики, составленные на основе расчетов и практики эксплуатации (рис. 8.15). Графики рекомендуют для передач, жесткость и точность изготовления которых удовлетворяет нормам, принятым в редукторостроении. Кривые на графиках соответствуют различным случаям расположения колес относительно опор, изображенных на схемах рис. 8.15 (кривые 1а — шариковые опоры, 1Ь — роликовые опоры). Влияние ширины колеса на графиках учитывают коэффициентом Влияние [c.135]

Д. Бургрин [2801 выполнил инженерный расчет коэффициента роста двухэлементной композиции, подвергавшейся термоциклированию под внешней нагрузкой и без нее. Он рассмотрел задачу о деформации элементов композиции, которые жестко скреплены на концах. При решении ее температурной зависимостью коэффициента термического расширения а, модуля упругости Е и предела пропорциональности а пренебрегалось. Предположив, что при нагреве пластически деформируется один элемент, а при охлаждении — другой (модель термического зацепления ), Д. Бургрин получил выражение для коэффициента роста в виде [c.21]

Таким образом, все варианты определения коэффициента трения по усилию деформации должны быть отнеч ены к числу приближенных. Кроме того, во многих литературных источниках при описании метода давления не делается различия между коэффициентом трения / и показателем сил трения /(у. Формулы (173), (175), (176) рекомендуются непосредственно для расчета коэффициента трения, без учета переходных соотношений (174) и (177). Это вносит дополнительную существенную погрешность в результаты определения коэффициента трения. [c.80]

Если предположить, что поле напряжений вблизи вершины трещины при ползучести является сингулярным, то t соответствует /Сд, поэтому уравнение (5.34) аналогично уравнению (5.30). Однако то, что в расчетах коэффициент а принимают несколько большим коэффициента а, т. е. можно рассматривать как отражение влияния предыстории повреждения образца, как и член I — Iq) в уравнении (5.30). Член, учитывающий влияние предыстории повреждения в расчетах, выражается градиентом наклона линии, характеризующей распределение деформации ползучести у вершины трещины —(Эе /Эг )с, t- Результаты расчетов приведены на рис. 5.57. При этом г — расстояние от вершины трещины г = rlWo. [c.184]

Таким образом, несовпадение макро- и микроскорости роста усталостных трещин следует связывать не с механизмом формирования усталостных бороздок в цикле нагружения, а с условиями протекания пластической деформации и разрушения металла вдоль фронта трещины [252]. Чем значительней эффекты макро- и микротуннелирования трещины, а также процесс формирования сферические частиц, тем больше различаются скорости развития трещины на одинаковом расстоянии от очага разрушения в средних слоях металла и вдоль боковой поверхности. Используемые при расчетах АД длины трещин характеризуют осредненно разрушение материала на рассматриваемой длине трещины, что отвечает средней скорости роста трещины на поверхности образца. С учетом эффекта макротуннелирования усталостной трещины номограмма величин шага усталостных бороздок в зависимости от ширины и толщины образца позволяет проводить соответствующую корректировку длины трещины (рис. 91), которую используют для расчета коэффициента интенсивности напряжений при построении кинетических диаграмм применительно к конкретной точке фронта трещины. [c.194]

Результаты расчета статистических моментов объемных и сдвиговых деформаций для однонаправленного волокнистого стеклопластика и органопластика в зависимости от величины наполнения Уо для квазипериодической структуры, приведенной на рис. 2.3, а, при различных значениях степени разупорядоченности к в сравнении с решением метода локального приближения представлены на рис. 2.28 и 2.29 соответственно. Результаты расчета коэффициентов вариаций объемных Хуу и сдвиговых де- [c.120]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...