Напряжения температурные цилиндрических

Композиционные материалы состоят из разнородных компонентов, отличающихся друг от друга коэффициентами линейного расширения и упругими константами, поэтому остаточные напряжения в композиции возникают в процессе ее охлаждения от температуры получения. Предполагается, что вначале при охлаждении в матрице происходит свободная пластическая деформация до тех пор, пока матрица не перейдет в упругое состояние. Решение задачи о температурных остаточных напряжениях в ориентированных композициях можно свести к решению задачи о распределении напряжений в цилиндрическом сердечнике с оболочкой. Задача вначале решается в упругом приближении. Воспользуемся конечными формулами [24] для расчета радиальных а , тангенциальных сГд и осевых напряжений в матрице на границе раздела с волокном [c.62]

Температурное напряжение в цилиндрической части трубы [c.172]

ТЕМПЕРАТУРНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКЕ 547 [c.547]

На самом деле в стенке цилиндра будут действовать и другие напряжения, помимо осевых. Однако все остальные компоненты тензора напряжений будут относительно малы, т. е. порядка б // по сравнению с этой осевой компонентой напряженного состояния. С общим анализом задачи о температурных напряжениях в цилиндрических оболочках,, на основании которого получен этот вывод, можно ознакомиться в работе [1], [c.82]

Проследим на простейшем примере, как влияет переменность теплоотдачи с боковых поверхностей пластинки на температурное поле и напряжения, обусловленные цилиндрическим источником тепла. С этой целью рассмотрим бесконечную пластинку толщиной 26, нагреваемую цилиндрическим источником тепла радиуса и удельной мощности до- Пусть коэффициент теплоотдачи с поверхностей 2= 6, г[c.138]

Д и д ы к В. 3. Температурные напряжения в цилиндрической оболочке с кусочно-постоянными коэффициентами теплоотдачи. — В кн. Термомеханические процессы в кусочно-однородных элементах конструкций, Киев Наукова думка, 1978, с. 103—109. [c.360]

Д и д ы к В. 3., К о р д у б а Б. М. Исследование температурных напряжений в цилиндрической оболочке, локально нагреваемой путем конвективного теплообмена. В кн. XV Научное совещание по тепловым напряже- [c.360]

Пример. Температурные напряжения в цилиндрическом корпусе ракетного двигателя фиг. III. 10, а определяются по заданной постоянной температуре на внутренней и внешней поверхности [8 2 ]. Распределение температур в сечении находится с помощью электрической плоской модели из полупроводящей бумаги, выполненной [c.184]

Фиг. III. 10. Поле температур и коэффициенты концентрации температурных напряжений в цилиндрическом корпусе ракетного двигателя [82]

Температурные напряжения, вызванные разностью температур верхних и нижних образующих барабана, Ы. Анализ решения задачи о температурных напряжениях в цилиндрической части барабанов, полученного приближенным методом теории оболочек, показывает, что наибольшую величину имеет осевое напряжение а аб< [c.169]

Рассматриваемая теория температурных напряжений в цилиндрических оболочках основана на следующих допущениях. [c.352]

Значения остаточных напряжений, возникающих в металлических телах при температурных изменениях, также можно определить, пользуясь теориями упругости и пластичности. Методика определения остаточных напряжений в цилиндрическом теле при температурных изменениях с применением этих теорий приводится многими учеными. [c.52]

Механизм образования температурных напряжений в цилиндрической части головки поршня сводится к тому, что гребень поршня вследствие более значительного по сравнению с другими частями конструкции теплового расширения смеш,ается в сторону от центра, порождая тем самым кинематический фактор возникновения температурного изгиба. Поскольку направление температурного изгиба совпадает с направлением изгиба от действия сил давления газов, то качественный характер распределения температурных напряжений будет аналогичен распределению механических напряжений. Иначе говоря, на внешней поверхности цилиндрической части головки поршня появляются температурные напряжения сжатия, а на охлаждаемой поверхносги — температурные напряжения растяжения. В силу специфики температурного изгиба цилиндрической части головки большая часть потенциальной энергии деформации поглощается в зонах первой и второй кольцевой канавки, отличающихся более слабой способностью сопротивления. Это находит отражение в значениях температурных напряжений. Так, температурные напряжения сжатия на цилиндрической поверхности первой и второй кольцевых канавок составляют около 180 МПа. При этом температурные напряжения растяжения на охлаждаемой поверхности напротив первой и второй кольцевой канавки достигают значения 160 МПа (рис. 9.6). [c.151]

На рис, 9.19 и 9.20 приведены результаты расчета меридиональных механических и температурных напряжений в цилиндрической части рассматриваемых конструктивных вариантов го- [c.162]

Механизм образования температурных напряжений в цилиндрической стенке головки исследуемого поршня такой же, как и для головки поршня дизеля ЧН 26/26. Однако в рассматриваемом случае отличие в температуре гребня головки и зоны первого компрессионного кольца больше, чем соответствующее отличие для головки поршня дизеля ЧН 26/26. Отсюда и более высокий уровень температурных напряжений в кольцевых канавках. Так, для конструкции головки варианта II на цилиндрической поверхности первой кольцевой канавки температурные напряжения сжатия достигают 315 МПа. Вновь обращает на себя внимание тот факт, что для конструкции головки варианта II общий уровень температурных напряжений в цилиндрической стенке в зоне между гребнем и первой кольцевой канавкой почти в два раза выше, чем в соответствующем месте для конструкции головки исходного варианта I. С одной стороны, казалось бы, должно иметь место резкое падение уровня температурных напряжений вследствие значительного снижения температуры гребня. С другой стороны, полученный результат еще раз свидетельствует о том, что в механизме образования температурных напряжений в цилиндрической части головки составного поршня, имеющего охлаждающую полость в гребне, преимущественная роль принадлежит кинематическому фактору, а не температурным градиентам. Несмотря на то, что тепловое смещение гребня для конструкции головки варианта [c.164]

II несколько меньше исходного варианта I, все же смещения оказывается достаточно, чтобы удвоить уровень температурных напряжений в цилиндрической стенке, имеющей глубокую охлаждающую полость. [c.164]

Вычислим температурные напряжения в цилиндрическом корпусе при следующих данных [c.214]

ТЕМПЕРАТУРНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧКАХ 115 [c.115]

Температурные напряжения в цилиндрических оболочках [c.115]

В анизотропных телах положение осложняется в тех случаях, когда анизотропия криволинейна. Например, цилиндр, изготовленный из стеклопластика или углепластика путем намотки, ортотропен, но упругие свойства его обладают цилиндрической симметрией, в цилиндрических координатах модули упругости и коэффициенты температурного расширения постоянны. Но при переходе к декартовым координатам тензоры Ei и а будут уже не постоянными, а функциями координат Ха, поэтому даже равномерное температурное ноле вызовет напряжения. Эта задача легко решается методом, совершенно подобным тому, который был применен в 8.12 для трубы из изотропного материала. Присваивая радиальному направлению индекс единицы, мы запишем уравнение упругости в форме (10.6.4). Теперь уравнение для функции напряжений оказывается следующим [c.385]

Рассмотрим круглую цилиндрическую трубу из упругого материала, подчиняющегося закону Гука. Требуется найти напряжения и деформации в стенках трубы при условии, что она находится под действием внутреннего Ра и внешнего рь давлений при постоянной температуре Т = То, соответствующей отсутствию температурных напряжений при отсутствии деформаций, которую назовем равновесной . [c.332]

Аналогия с рассмотренными ранее примерами еще более подчеркивается, если цилиндрическую оболочку подкрепить шпангоутами (рис. 55). Как и, при температурном воздействии, изгибные напряжения в [c.79]

Шаровая форма твэла позволяет добиться меньших температурных напряжений в оболочке по сравнению с напряжениями в цилиндрических стержневых твэлах при одинаковой объемной плотности теплового потока и равных геометрических размерах. Шаровая форма также допускает значительное уменьшение их размеров, поскольку обычно такие твэлы не являются конструкционными элементами активной зоны, а заполняют в виде шаровой насадки либо всю активную зону, как в реакторах AVR, THTR-300, либо какие-то ее части. [c.7]

Трахтенберг Б. Ф., Кенис М. С. Применение метода расчленения тела для определения остаточных напряжений в цилиндрических штампах при температурно-силовом воздействии. Сб. научных трудов Куйбышевского политехнического института. Механика , 1967. [c.164]

Силовые номинальные напряжения в цилиндрической части корпуса и в днише вызваны внутренним давлением. Для цилиндрической части корпуса приведены только кольцевые напряжения, так как меридиональные примерно вдвое ниже кольцевых, а средние радиальные составляют примерно половину величины внутреннего давления. Температурные напряжения в основном металле не приводятся, так как они по абсолютной величине значительно ниже напряжений в наплавке. [c.118]

В качестве примера определим температурные напряжения в цилиндрической головке стеклоизолятора, которая представляет собой пятислойную цилиндрическую систему сталь Е = = 2,1 10 Н/м , у = 0,3, а/= 13-10- К )— цементная связка ( = = 2,5-10 Н/м , у = 0,18, 13,5-10-е К" )-стекло ( ==7,36х X 10 Н/м , у==0,23, а, = 8,9-10- К ) — цементная связка —чугун ( = 1,2-1011 H/м у = 0,27, а,= 1210- К- ). [c.238]

По формулам (6.23) и (6.11) проведен расчет температурных напряжений при Г1=1-10 м, / 2 = 2 10- м, / з = 3,5-10- м, г = = 4-10- м, гв = 4,5-10- м. Распределение температурных напряжений в цилиндрической головке стеклоизолятора в зависимости от полярного радиуса представлено в виде графиков на рис. 6.5. Из графиков следует, что наибольшие растягивающие кольцевые напряжения при с>0 возникают в стекле, а наибольшие сжимающие напряжения в чугуне. Осевые напряжения при той же температуре всюду в цилиндре сжимающие, причем максимального значения они достигают в стали. [c.238]

Температурные напряжения в длинном круговом цилиндре. Рассмотрим стационарное тепловое состояние цилиндра с осесимметричным распределением температуры Т, не зависящим от координаты х = г воспользуемся полярными цилиндрическими координатами г, 0, 2, совмещая ось г с осью цилиндра. Предположим вначале, что торцы цилиндрической трубы с внутренним радиусом и наружным радиусом закреплены таким образом, что е = О, т. е. рассматриваем задачу плоской деформации. В этом случае отличныын от нуля будут три компоненты тензора напряжений Огт, О00 и зависящие только от координаты г. [c.283]

Приближенный метод определения температурных напряжений в тонкостенном цилиндре, использующий кривую прогибов балки на упругом основании, можно также применить в случае, когда температура вдоль оси цилиндрической оболочки меняется 1). Соответствующее внешнее давление будет устранять радиальное расширение каждого элементарного кольца, тогда как осевое расширение происходит свободно. Устранение этого давле1 ия с целью соединения отдельных колец представляет собой легко решаемую задачу, уже не связанную с действием температуры. [c.454]

Температурные напряжения в тонких, ортотропных цилиндрических панелях с симметричным расположением слоев исследовал Уздалев [292]. В работе Бойда и Кишора [48] рассмотрена [c.236]

Ставски и Смолаш [265] получили замкнутые выражения, определяющие температурные напряжения в полубесконечной консольной цилиндрической оболочке, состоящей из произвольного набора ортотропных слоев, при осесимметричном температурном поле. В результате исследования различных схем расположения слоев (только ортотропных) они установили существенное влияние порядка чередования слоев и обнаружили, что связанная система слоев обладает свойствами, отличающимися от суммы свойств отдельных слоев в лучшую сторону. Это создает новые возможности в восприятии температурных воздействий, не проявляющиеся в однослойных оболочках. [c.237]

Гесс и Берт [107 ] изучили температурные напряжения в тонких цилиндрических оболочках, изготовленных спиральной (под углами 0) и квази-изотропной намоткой композиционного материала. При этом они учитывали нелинейное распределение температуры по толщине и зависимость упругих свойств материала от температуры. Изменение свойств по толщине пакета в связи с большим числом слоев считали плавным, т. е. принимали, что структура самоуравновешенная и симметричная. Однако в этой работе содержались некоторые погрешности, которые в дальнейшем были устранены [108]. [c.237]

В данной работе проведены исследования кинетики ползучести на первой стадии алюминия марки А1 при напряженном состоянии кручения. Опыты проводились на двух партиях цилиндрических образцов (диаметр 2,5 мм, расчетная длина 50 мм) 1) отжиг в течение 1 час при 500 С и 2) отжиг в течение 1 час при 355 °С. В обоих случаях охлаждение вместе с печью. Для заданного значения а испытывались 10—15 образцов каждой партии в температурном диапазоне 20—280 °С. При этом обращалось особое внимание на предельные значения температурного интервала, в котором при o= onst имеет [c.199]

Результаты исследований И. А. Одинга и его сотрудников были подтверждены работами [76—78]. В них исследовалось влияние предварительного циклического деформирования на прочность и пластичность технического железа и сталей Ст. Зкп и 38ХА методом осциллографирования на копре ПСВО-1000. Образцы имели цилиндрическую форму диаметром 11 мм с нормальным надрезом (радиус 1 мм, глубина 2 мм). Циклическое нагружение выполнялось на растяжение— сжатие с частотой 20 000 Гц при амплитудах напряжений от 0,91 до 1,26 0-1. Критическая температура хрупкости определялась по величине ударной вязкости а =4 кгс-м/см . Наиболее чувствительной к усталости оказалась малоуглеродистая ст-аль кипящей плавки, критическая температура хрупкости которой под влиянием усталости повысилась на 60°С (с —10 до -]-50°С). Критическая температура хрупкости отожженного технического железа и стали 38ХА улучшенной повысилась на 30°С. При этом для исследованных сталей были установлены некоторые закономерности влияния усталости на температурную зависимость ударной вязкости. [c.50]

Разрушение композитных конструкций определяется совместным действием температурных напряжений и напряжений от внешней 1нагрузки, Композитные материалы могут разрушаться как по поверхпости скрепления сопрягае.мых элементов, так и по основному материалу, причем чаще разрушение начинается в местах концентрации напряжений. Некоторые при.меры характерных разрушений композитных конструкций показаны на рнс. 1.2. Вблизи края металлО Пластмассовых (или иных составных) полос и пластин на поверхности скрепления возникают значительные касательные напряжения т (рис. 1.2, а). Резко увеличиваются з,десь также и. нормальные напряжения, перпендикулярные и параллельные поверхности 10крепления. В результате часто происходит расслоение полос и пластин у края по.верхностей скрепления (трещина /). На рис. 1.2, б показана радиальная трещина // между зубьями металлопластмассовой шестерни. Раврунгение, вызванное совместным действием температурных напряжений и напряжений от рабочей нагрузки на зуб, произошло по основному материалу шестерни. В толстостенных металлопластмассовых цилиндрических втулках [c.6]

Картина существенно изменится в том случае, если та же оболочка выполняет не только функции резервуара, но включена в некоторую конструкцию как силовой элемент. Например, монпю представить себе, что цилиндрическая оболочка является несущим отсеком фюзеляжа скоростного самолета. В результате воздействия воздушного потока оболочка будет нагреваться. Поскольку возникают изгибающие моменты, то одновременно с температурным оболочка будет испытывать и силовое воздействие. Ясно, что в этом случае температурная потеря устойчивости может повлечь за собой серьезные последствия даже в том случае, если напряжения изгиба в фюзеляже, взятые отдельно от температурных, далеко не достигают критических. [c.77]

Определение скоростной и температурной зависимости МПС проведено на ротационном вискозиметре куэттовского типа Реотест-2 по методу двух соосных цилиндров. Этот метод приближает условия испытаний смазок по скорости и температуре к режимам их работы в реальных узлах трения. Исследуемая смазка находилась в кольцевом зазоре гладкой коаксиальной цилиндрической системы, помещенной в термостатируемый бачок. Изменение градиента скорости сдвига grad v от 0,1667 до 148,5 с осуществлялось вариацией угловой скорости внутреннего цилиндра при помощи двенадцатиступенчатой коробки передач. В процессе опытов фиксировались напряжение и скорость сдвига. Постоянная температура в процессе испытаний поддерживалась термостатом с точностью 0,1° С. [c.68]

Мотов ил овец И. А. Температурное поле и тепловые напряжения в обогреваемой цилиндрической оболочке при переменном уровне жидкости. В сб. Тепловые напряжения в элементах конструкций . Вып. 3. Киев. Изд-во АН УССР, 1963. [c.252]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...