Оболочки Расчет температурных напряжений

В задаче расчета температурных напряжений принято, что высота шпангоута невелика и не учитывается разность температуры и сил в сечении. Иногда с этим обстоятельством приходится считаться. Расчет кольца двутаврового поперечного сечения, соединенного с оболочкой, показывает, как влияет высота сечения и неравномерный нагрев на напряженное состояние. Температура обшивки наружного пояса шпангоута считается одинаковой и равной а температура стен- [c.348]

Оболочки цилиндрические 479 — Напряжения в сечении 480 i— Расчет температурных напряжений 492, 493 [c.691]

Здесь А/ — фактический перепад температуры по толщине стенки. Множитель 1—ц в знаменателе, где р, — коэффициент Пуассона, учитывает изменение теплового окружного напряжения, связанное с тем, что в действительности при неравномерном нагреве в оболочке реализуется плоское напряженное состояние.. В дальнейшем все расчеты ведут по фиктивному температурному перепаду, определяемому из выражений (6.75). [c.206]

Обнаружено четкое проявление краевого эффекта в характерных сечениях переходной зоны в сечении II стыка фланца и оболочки, в сечениях III и IV сварного шва, в которых срединная поверхность претерпевает разрыв по радиусу. Получено четкое соответствие между температурными напряжениями в режимах Ао - и распределением температур, используемым в качестве базовой информации при выполнении упругого расчета. [c.182]

Наряду с механическими усилиями (внутреннее давление р, затяг, вес, опорные реакции) в расчет вводились тепловые нагрузки от перепадов температур (по толщине стенки, по окружности и по образующей), а также от разности температур между сопрягаемыми элементами. Температурные напряжения от тепловых нагрузок устанавливались на основе решения задач термоупругости для цилиндрических и сферических оболочек, пластин и стержней с различной жесткостью закрепления. [c.30]

В данной статье приведены результаты расчетного и экспериментального (с применением замораживания ) исследования силовых и температурных напряжений в патрубке, применимого для других аналогичных узлов. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных показало применимость для этих типов узлов матричного метода и программы расчета на ЭЦВМ, которые были разработаны для сложных составных конструкций из оболочек, пластин и кольцевых деталей (см. работу [7] и статью того же автора в этом сборнике). Проведена коррекция расчетных результатов в зоне отверстия обечайки корпуса (при внутреннем давлении) по формулам (1), (2), а также в зоне сварного шва (при температурном нагружении) с использованием расчетных данных для стыка полу-бесконечных цилиндров с различными коэффициентами теплового расширения [8]. [c.127]

Соотношения (13.16), (13.17), (13.18), (13.19) позволяют провести расчет оболочки и кольца, а также их крепления друг к другу. Все зависимости показывают, что когда температуры шпангоута и оболочки одинаковы t = о). температурные напряжения и контактные силы в соединении равны нулю. Рассмотренную задачу поэтому можно решать иначе, полагая температуру шпангоута равной нулю, а оболочку считать нагретой до температуры to — t. Все результирующие соотношения (13.16). .. (13.19) будут те же. [c.348]

Отметим, что значительное влияние на температурные напряжения оказывают погрешности в температуре одного знака по всей длине оболочки (перегрев или недогрев). Рассмотрим случай перегрева на 9% у свободного края конструкции, температурное поле которой определяется уравнением (6.7). При Tj = 1273 К мембранные напряжения у свободного края обо.почки в случае точного воспроизведения по закону (6.7), как следует из приведенных выше расчетов, = —149 МПа. В случае перегрева Т-2, — 1823 + 165 = 1980 К) (т = -184 МПа. Отсюда следует, что погрешность в воспроизведении температуры (перегрев на 9%) ведет к погрешности в мембранных напряжениях на 23,5%. [c.380]

Для определения температурных напряжений прикладываем внешнее усилие Q к краю X — О с таким расчетом, чтобы упругое смещение оболочки [c.562]

По формулам (4.91) при v = 0,3, p = 20 произведены расчеты изменения температурных напряжений и rj вдоль образующей бесконечной цилиндрической оболочки. Результаты расчетов представлены на рис. 4.23—4.25, на которых кривые 1 построены при Bio=l, Bii = 0,01, кривые 2 —при Bio = Bii=l. Из графиков следует, что с ростом теплоотдачи с поверхностей вне области нагрева температурные напряжения в оболочке увеличиваются. [c.168]

В работе [29] приведены выражения для соответствующих деформационных и комплексных величин. Там же рассмотрен вопрос о температурных полях, не вызывающих термоупругих напряжений, и о связи температурных смещений с дислокационными (многозначными). Более подробно о расчете оболочек на температурные воздействия см. в монографиях [5, 14, 23, 24, 29]. [c.652]

Задачи об устойчивости оболочек при повышенных температурах представляют особый интерес для расчета тонкостенных конструкций термическое выпучивание оболочки, часто сопровождающееся хлопками, ведет к появлению остаточных деформаций и снижению жесткости конструкции. Кроме того, температурные напряжения, даже незначительные по величине, могут служить тем возмущающим фактором, который в соединении с основными усилиями вызывает потерю устойчивости оболочки в большом. [c.203]

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]

После выбора основных размеров проводится поверочный расчет, на основании которого уточняется геометрическая форма конструкции. Нормами допускаются для поверочного расчета приближенные методы строительной механики оболочек, пластин и колец с использованием для зон концентрации расчетных и экспериментальных данных по коэффициентам концентрации напряжений. В соответствии с этим принята классификация напряжений по категориям общие и местные мембранные, общие и местные изгибные, общие и местные температурные, местные в зонах концентрации и др. В табл. 3.1 приведены примеры напряжений, относящихся к указанным категориям. [c.44]

Разработанные метод и программа позволяют решать сложные инженерные задачи расчета напряженного состояния в корпусах энергетических установок и в сосудах под давлением, имеющих разъемные фланцевые соединения, при эксплуатационных силовых и температурных режимах работы с учетом различных типовых особенностей этих конструкций. Метод и программа удобны для расчета оболочечных конструкций сложной формы с нелинейным распределением поверхностной нагрузки (примеры 1—5), для которых данный метод представляет собой вариант метода конечных элементов, использующий известные решения теории оболочек и пластин. Представление сложных участков оболочек совокупностью 8— [c.98]

Таким образом, допустимо при расчете, как это рекомендуется в нормах [4], рассматривать узел соединения патрубка с примыкающей частью корпуса как осесимметричную составную конструкцию из оболочки переменной формы, сопряженной с пластиной постоянной толщины. При правильном учете переменной толщины стенки патрубка и радиусного перехода к пластине напряженное состояние в нем от силовых нагрузок может быть достаточно точно определено методом конечных элементов с использованием формул теории тонких оболочек и пластин [5]. Однако, так как основание патрубка выполнено из углеродистой стали, а приваренная к основанию втулка — из нержавеющей стали, имеющих различные коэффициенты теплового расширения, в зоне сварного шва возникает объемное термоупругое напряженное состояние, которое должно определяться методами теории упругости или экспериментально. Для этой цели при осесимметричном температурном поле наиболее удобен метод механического моделирования термоупругих напряжений по заданному температурному полю [6]. [c.127]

В основной части сопла давление газов мало, и его влиянием на напряженно-деформированное состояние стенок можно пренебречь. Тогда полные средние удлинения и Ефд и напряжения а х, сГф, оХ, аф в стенках будут определяться только температурным состоянием сопла. В общем случае расчет можно вести по схеме, изложенной в 14.2, но если жесткости стенок на растяжение в окружном и осевом направлениях примерно одинаковы, т. е. если сопло рассматривать как изотропное, то расчет упрощается. В этом случае независимо от геометрии всей оболочки в каждом слое по толщине стенок справедливы зависимости [c.368]

Из приведенных расчетов можно сделать вывод о заметном влиянии трансверсальных механических характеристик на напряженно-деформированное состояние оболочек, находящихся в переменном температурном поле. [c.213]

При расчете камеры на прочность наиболее трудным является расчет элементов, подверженных высокому температурному воздействию, к числу которых, в первую очередь, относятся связанные оболочки камеры. Оценка их прочности по напряжениям непригодна, особенно в предположении [c.171]

Основные уравнения для деформаций, напряжений и силовых факторов. Рассмотрим деформации цилиндрической оболочки под действием осесимметричных нагрузок и температурного поля, изменяющегося по длине (координате х, рис. 2.1). Если толщина оболочки /г мала по сравнению с радиусом основной (срединной) поверхности (/I 0,1гд), то для расчета используется гипотеза жесткой нормали (см. гл. 8). В соответствии с этой гипотезой смещения точки А, отстоящей на расстоянии гот основной поверхности, равны [c.421]

Расчетное поле температуры по сечению торообразной оболочки при нагружении переменным вращающим моментом Т ва = 50 Н-м с угловой скоростью о)=150 рад/с показано на рис. 5.15, а. Частота вращения муфты в расчетах принималась равной частоте переменного вращающего момента. Результаты решения тепловой задачи показывают, что максимальная температура имеет 0 = 45°. Ресурсные испытания торообразных оболочек в условиях действия переменного вращающего момента и при режимах нагружения, когда действие температурного фактора на ресурс оказывалось превалирующим, показали, что в подавляющем большинстве случаев разрушение резиновых элементов (зарождение макротрещины и выход ее на поверхность) происходило как раз в зоне действия максимальных температур, а не максимальных напряжений. [c.120]

В ответственных случаях следует производить проверочный расчет муфты, предусматривающий определение ее ресурса для заданных условий эксплуатации. Напряженно-деформированное состояние при этом отыскивается суперпозицией напряженных состояний, обусловленных всей совокупностью действующих силовых факторов. При суммировании координатных напряжений следует считать, что плоскости радиальной несоосности и углового перекоса совпадают, что идет в запас прочности. Следует также учитывать циклический характер напряжений от действия переменного вращающего момента и компенсации радиального и углового смещений. Используя суммарные значения координатных напряжений, определяются главные напряжения, шаровые и девиаторные. По методике, изложенной в п. 5.4, определяется температурное состояние торообразной оболочки. Муфта считается пригодной для заданных условий эксплуатации, если минимальная из локальных ее долговечностей, определенных с помощью зависимости (3.12), оказывается больше заданного ресурса. [c.123]

Задача о расчете температурных напряжений в осессимметрично нагретых оболочках вращения существенно упрощается в двух часто встречающихся на практике случаях. [c.174]

По-видимому, впервые температурные напряжения в анизотропных оболочках вращения были рассмотрены в работе Миллера [187], который распространил на случай ортотропного материала теорию Лангхаара — Борези [163] и применил ее к расчету произвольных оболочек вращения. [c.228]

Представительными в этом отношении являются результаты упругого и упругопластического анализа модельного цилиндрического обо-лочечного корпуса с фланцами (рис. 2.45, а), находящегося под действием температурной нагрузки (см. гл. 4). Расчеты полей температурных напряжений и деформаций в физически линейной и нелинейной постановке дая оболочечного корпуса (й/Л = 0,0215 R = 12 мм /г = 1,5 мм) выполнены с помощью МКЭ. Результаты расчета показателя п для разных точек наиболее нагруженной переходной от фланца к оболочке зоны модельного корпуса приведены на рис. 2.45, б и 2.46. Анализ кривых на рис. 2.45, б и 2.46 показывает, что при упругопластическом деформировании (Оу > 1) в переходных зонах, примыкающих к внешней (й > 0,5) и внутренней (А < 0,5) цилиндрическим поверхностям, реализуются существенно неодинаковые режимы деформирования. Сплошная кривая для и < 1 соответствует более мягким условиям деформирования, штриховая кривая для и > 1 — более жестким. [c.99]

Использование многослойных рулонированных оболочек для изготовления корпусов теплообменных аппаратов (ТА), работаюпи. Х Б широком диапазоне температур и с большими скоростями изменения температуры теплоносителя, требует особого внимания ввиду того, что величины температурных напряжений в таких оболочках в ряде случаев могут превышать допустимые. Расчет термонапряженного состояния подобных конструкций, прежде всего, определяется точностью расчета нестационарных температурных полей в многослойной [c.149]

Обычно в принятых расчетных методиках корпусные детали турбин рассматриваются как составные осесимметричные оболочки переменной толщины, находящиеся в температурном поле, меняющемся вдоль оси и по радиусу оболочки. С применением таких расчетных методов был проведен анализ температурных напряжений в корпусах стопорных и регулирующих клапанов, а также ЦВД и ЦСД турбин типа К-200-130 [2]. Напряжения определялись по температурным полям, полученным термометриро-ванием корпусов при эксплуатации турбины. Полученные результаты дали общую картину термонапряженного состояния этих корпусов. Они показали, что максимальные напряжения в корпусе стопорного клапана имеют место в подфланцевой зоне, а в корпусах регулирующих клапанов — в месте их приварки к цилиндру и что наиболее термонапряженной зоной корпуса ЦВД является внутренняя поверхность стенки в зоне регулирующей ступени. Однако отсутствие учета влияния фланцев и других особенностей конструкции в этих расчетах приводит к тому, что полученные результаты не всегда, даже качественно, могут характеризовать термонапряженное состояние корпусов. В связи с этим предлагаются упрощенные методики учета влияния фланцев, в частности основанные на уравнениях для напряженного состояния при плоской деформации влияние фланца горизонтального разъема ЦВД часто оценивают по теории стержней. Для оценки кольцевых напряжений решается плоская задача при форме контура, соответствующей форме поперечного сечения. Йри этом рассматри- [c.55]

Напряженно-деформированное состояние твэлов с окисным топливом подробно исследовано в [46]. Следуя этой работе, определим с некоторыми упрощениями изменение диаметра оболочки твэла в процессе эксплуатации. При большой тепловой нагрузке (превышающей 200 Вт/см ), характерной для центральной части активной зоны, окис-ное топливо достаточно быстро перестраивается, выбирая начальный зазор между топливом и оболочкой с образованием в центре твэла полости. После выбора зазора оболочка нагружается распухающим топливом, давлением газообразных продуктов деления в полости рг и давлением теплоносителя рт (рис. 4.1). Как показали расчеты [46], релакснрующие на начальной стадии работы твэла температурные напряжения слабо сказываются на окружной деформации оболочки ев, которая в данном рассмотрении является основной искомой функцией, поэтому температурные напряжения не учитываются. Давление газовых продуктов под оболочкой твэла определяется следующей зависимостью [c.130]

Для изучения температурных напряжений на боковых и ере-динной поверхностях оболочки достаточно произвести расчет напряжений а , ар. По формулам (4.85) и (4.86) при v==0,3, [c.160]

Обычно в принятых расчетных методиках корпусные детали турбин рассматриваются как составные осесийметричные оболочки переменной толщины, находящиеся в температурном поле, меняющемся вдоль оси и по радиусу оболочки. С применением таких расчетных методов был проведен анализ температурных напряжений в корпусах стопорных и регулирующих клапанов [1, 2], а также ЦВД и ЦСД турбин типа К-200-130 13, 4]. Напряжения, рассчитывались по температурным полям, полученным термометрированием корпусов при эксплуатации турбин. Полученные результаты дали общую картину термонапряженного состояния этих корпусов. Они показали, что максимальные напряжения в корпусе стопорного клапана имеют место в под-фланцевой зоне, а в корпусах регулирующих клапанов — в месте их приварки к цилиндру, и что наиболее термонапряженной зоной корпуса ЦВД является внутренняя поверхность стенки в зоне регулирующей ступени. Однако отсутствие учета влияния фланцев горизонтального разъема в этих расчетах приводит к тому, что полученные результаты не всегда, даже качественно, могут характеризовать термонапряженное состояние корпусов. [c.114]

Если требуется получить информацию о поведении оболочки в процессе нагружения, то следует иаряду с пластическими учитывать также и упругие деформации (необходимость в более глубоком упругопластическом анализе может возникнуть, например, для расчета прогибов оболочки при приближении к предельному состоянию, при анализе температурных напряжений и в ряде других случаев). Учет упругих деформаций приводит к упруго-идеально-пластической модели оболочки. [c.107]

Т вим сбраэом, при расчете оболочек из бипластмасс ва прочность необходимо учитывать температурные напряжения. [c.116]

В третий то.м введены две новые главы, в которых даются справочные данные по напряжениям при нестационарных температурных полях, а также по расчету элементов, выполняе.мых из неметаллических материалов (в частности, из пластмасс). Расширены главы, посвященные расчетам пластин и оболочек дополнительно приведены данные по расчету на колебания элементов турбомашин и расчету тонкостенных труб. [c.599]

При расчете по разработанной программе оболочек более сложной формы, заменяемых составными ступенчатыми оболочками (примеры 1—4), целесообразна аппроксимация нелинейного температурного поля кусочно-линейным, не создаюш,им в отдельных элементах напряжений. Вызванные этим полем линейные перемещения элементов задаются при расчете в качестве частных решений. В результате разрывов частных решений в сопряжениях по углам поворотов меридиана в элементах возникают изгибаю-ш ие напряжения, соответствуюш,ие искомым температурным (температурно-силовая аналогия). [c.98]

При растяжении (или сжатии) без изгиба суммарная деформация е равна г=а1Е+Ёр +ед+а1. Первое слагаемое в правой части соответствует упругой деформации, второе — быстрая (практически мгновенная) иластич. деформация в момент приложения нагрузки третье — деформация П., растущая со временем четвертое — температурная деформация а — коэфф. линейного расширения, t — разность темп-р). Величины в и в определяются различными физич. "процессами и потому их следует разграничивать. В условиях установившейся П. а, t, е от времени не зависят и потому rfe/rft== —dz ldx, т. е. со временем меняется лишь g. Расчеты па П. позволяют определять напряжения, деформации и время работы в условиях П., исходя из св-в данного материала, задаваемых или графически — кривой П., или нек-рыми хар-ками сопротивления П. Такие расчеты проводят Гл. обр. для стадии установившейся П., предполагая, что Spp ajE. Существуют расчеты на 11. для тонкостенных и толстостенных труб, пластин, вращающихся дисков, турбинных лопаток и диафрагм, фланцев, оболочек, пружин, валов и т. д. П. играет важнейшую роль для материалов паропроводов, паровых котлов, турбинных лопаток, частей атомных реакторов, ракет и др. деталей, длительно подвергаемых механич. и термич. нагрузкам и нагреву. Ввиду отсутствия в б. ч. случаев соответствия между кратковременными ( статическими ) испытаниями и испытаниями на П. оценка жаропрочных сплавов проводится в значит, море по их сопротивлению П. [c.7]

Методика расчета фланцевых соединений МКЭ с использованием контактных элементов является удобной и достаточно универсальной. Она позволяет успешно рассматривать конструкции различных типов и конфигурации при наличии прокладок и без них, с непосредственно прилегающими фланцами [32, учитывать температурные и пластические деформации, кусочную однородность подобластей соединения. Использование контактных элементов в роли прокладки позволяет описать одновременно ее геометрию, жесткость в направлении сжатия и определить условия взаимодействия, характеризующиеся отсутствием касательных напряжений в радиальном направлении. Результаты расчетов фланцевых соединений по предложенной методике имеются также в работе [77], где проводится сравнение с решением по технической теории оболочек. Решения контактных задач для фланцевых соединений валов гидротурбин с непосредственно прилегающими торцами приведены в рабзте [32]. [c.207]

При выполнении расчета свойства материала оболочки (модуль упругости Е, температурный коэффициент линейного расширения а, коэффициент Пуассона ц и предельные напряжения определяются в соответствии с разд. 6.3, 3.1 и 3.2 так же, как это было сделано в предыдущем примере. Числовые данные здесь не приводятся, поскольку в приведенном ниже примере расчета принимается, что величина является постоянной и расчет верхней и Ш1жней оценок ведется в общем виде без использования конкретных числовых значений. Измене-Ш1Я в методике расчета при численном задании переменной величины ст, указываются в конце каждого этапа расчета. [c.363]

Следуя алгоритму, описанному в п. 1.3, провели анализ изменения напряженного состояния бурта оболочки во времени. Установлено, что после релаксации девиаторных напряжений эпюра давлений несколько сглаживается (см. рис. 5.7,6). Происходит более интенсивное уменьшение напряжений в наиболее нагруженных точках, снижается суммарная реакция бурта. Уменьшение суммарных давлений в течение первого месяца составляет около 10 %. Далее релаксация напряжений протекает с включением гидростатического давления, но в целом скорость релаксационных процессов падает. Примерно за три года общее падение давления составляет 60 %, что обеспечивает приблизительно трехкратный запас сцепления по номинальному моменту. Однако при столь значительном предварительном сжатии бурта оболочки существенно снижается ее ресурс. С целью увеличения ресурса муфты можно рекомендовать 20 %-ное предварительное сжатие бурта оболочки (начальный запас сцепления по номинальному моменту равен шести) с последующей ежегодной подзатяжкой на 5 %. Технически это легко осуществимо. Приведенные результаты расчета выполнены для температуры упругого элемента 20 °С. Аналогичные расчеты можно выполнить и для других температурных условий. При этом необходимо лишь знать зависимость парциональных модулей упругости и времени релаксации от температуры. [c.110]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...