Коэффициент пластический

Величина i называется коэффициентом пластической вязкости. Примером жидкостей группы б) являются степенные или нелинейно-вязкие жидкости. Их реологическое уравнение имеет вид [c.204]

Задача 14.11. Вязкопластичная жидкость обладает начальным напряжением сдвига То = 2,5 Па и коэффициентом пластической вязкости Г] = 0,1 Па с. [c.210]

Довольствуясь ранее упомянутым простейшим случаем плоского слоистого прямолинейного движения вдоль оси Ох со скоростью сдвига е = ди/ду (вспомнить формулы (34) 7), напишем реологическое уравнение такой вязкопластической жидкости в форме (тц — предельное напряжение сдвига, р — коэффициент пластической или структурной вязкости) [c.356]

Контактные силы трения удобно характеризовать величиной коэффициента пластического трения р, определяемого по формуле [7] [c.18]

Контактные силы трения будем характеризовать величиной коэффициента пластического трения [х, определяемого по формуле [c.30]

Формула (7) позволяет по заданной длине площадки текучести 8и и величине коэффициента пластического трения ц, рассчитать величину относительного обжатия АЯ/Я, отвечающую относительной толщине идеально пластического слоя hJH. При этом предполагается, что неравенства (5) выполнены, т. е. в деформируемой тонкой полосе действительно имеет место центральный идеально пластический слой. [c.31]

Пусть прямолинейная граница инструмента, совпадающая с направлением оси у, движется со скоростью v =vi, Uy=0 и на этой границе могут возникать контактные касательные напряжения, пропорциональные пластической постоянной где I — коэффициент пластического трения. Вдоль этой границы, так же как и в предыдущем случае, i ) должна быть линейной функцией координаты у. Подставляя значение х у в ассоциированный закон течения (4) и используя равенства (6) и (7), получим [c.58]

Противоречие с третьей аксиомой реологии, т. е. невозможность в общем случае получить все характеристики течения пластической среды из решения соответствующей задачи для вязкопластичной среды путем приравнивания к нулю коэффициента пластической вязкости. [c.50]

Такой подход к анализу бингамовской среды позволил авторам уточнить ее модель в части, касающейся ее физических состояний и реологического поведения, в зависимости от ее напряженного и деформированного состояния. Одновременно с уточнением модели потребовались и уравнения, которые можно было бы использовать для всех областей течения среды. Уравнения же Генки, как это хорошо известно, применимы только для исследования областей сдвиговых течений. Как уже ранее было отмечено, уравнения Генки переходят в уравнения Мизеса, описывающие движение пластических сред, если в уравнениях Генки положить равным нулю коэффициент пластической вязкости. Однако уравнения Мизеса записаны в такой форме, которая в некоторых случаях не позволяет получить однозначное решение. Поэтому при применении уравнений Генки к пластической [c.53]

Коэффициенты пластической податливости даются при этом выра- [c.149]

Коэффициенты Пластическое формование. Изделия на основе артемовской глины Полусухое формование (плитки) [c.354]

При редуцировании с натяжением допустимый предел утонения стенки средней части трубы без нарушения сплошности металла характеризуется так называемым коэффициентом пластического натяжения г. Под коэффициентом пластического натяжения г принято понимать отношение продольных растягивающих напряжений в трубе к пределу текучести 0,. металла трубы при данных условиях деформации (температуре, скорости и степени деформации) [c.232]

Понятие коэффициента пластического натяжения можно распространить на отдельную клеть и на весь стан в целом. В последнем случае это будет средний коэффициент пластического натяжения по стану 2ср, который представляет собой отношение средних величин продольных растягивающих напряжений в трубе, необходимых для получения определенной вытяжки трубы, к средней величине предела текучести в калибрах отдельных клетей редукционного стана. [c.232]

По данным ряда исследований при температуре редуцирования 800—1000° С величина предельного или критического коэффициента пластического натяжения кр, при котором наступает разрыв трубы, не должна превышать 0,75—0,85. [c.232]

Рпс. 86. Зависимость предельного коэффициента пластического натяжения 2кр от температуры редуцирования [c.233]

Передача вращения осуществляется через конические шестерни, одна из которых находится на продольном валу, а другая на наклонном, который соединен с нижним рабочим валком клети. Верхний валок получает вращение через -цилиндрическую зубчатую передачу, помещаемую в одном корпусе с коническими парами. Благодаря разному передаточному отношению конических пар число оборотов рабочих валков непрерывно нарастает от первой клети к последней. Жесткая система привода и неизменное соотношение чисел оборотов валков всех клетей не позволяют регулировать натяжение. При такой системе станы чаще всего работают с небольшим натяжением, которое изменяется лишь в той мере, в какой изменяется коэффициент вытяжки при свободной прокатке труб разных размеров. Существенным недостатком станов этого типа является низкое качество труб — продольная разностенность, представляющая собой разницу толщин стенки на концах и в средней части трубы, которая достигает 0,3—0,8 мм и является следствием небольшого натяжения. Коэффициент пластического натяжения z в этом случае обычно не превышает 0,5, так что толщина стенки и в средней части трубы утолщается, однако это утолщение меньше, чем на концах труб. [c.165]

При обжатии, равном 8—10%, и при коэффициенте пластического натяжения 0,7—0,75 величина пробуксовки характеризуется коэффициентом = 0,83—0,88. [c.169]

Для упрощения расчетов на рис. 90 зависимость (161) представлена графически. Нетрудно видеть, что при коэффициенте пластического натяжения г ад 0,57 деформация стенки трубы не [c.171]

При меньших величинах натяжения происходит утолщение стенки труб > ij причем тем более интенсивно, чем меньше коэффициент пластического натяжения. Максимальное утолщение происходит при работе без натяжения (z = 0). В этом случае [c.171]

Рис. 141. Распределение относительного обжатия 8 (а) и коэффициента пластического натяжения г (б) по клетям для труб диам. 1" (по данным Я. С. Финкельштейна и др.)

Скоростной режим формовочно-сварочного стана определяется из условия, что толщина стенки трубы S не изменяется и равна толщине 8ш штрипса или уменьшается. В первом случае коэффициент пластического натяжения г должен быть равен 0,4—0,5, а во втором 0, 6—0,8. [c.273]

Коэффициент пластического натяжения z между последней клетью формовочно-сварочного стана и первой клетью редукционного стана сохраняется или несколько уменьшается до значений Z = 0,35 0,40. При больших его значениях возможен разрыв, так как клети расположены на слишком большом расстоянии друг от друга. [c.273]

Отправным моментом при определении скоростного режима редукционного стана является средний коэффициент пластического натяжения z p. Зная его, устанавливают значение коэффициента пластического натяжения г<.р между клетями. На рис. 41, б показан пример распределения коэффициента пластического натяжения при редуцировании с утонением стенки. [c.273]

В последних клетях редукционного стана коэффициент пластического натяжения резко снижается (до 0,4—0,45). Данное его значение сохраняют и на калибровочном стане. [c.273]

Р — коэффициент пластической неустойчивости металла мягкой прослойки, работающей в составе листовых конструкций, (для материала, описываемого диаграммой деформирования жесткопластичного тела по критерию dfa / fife = О (и = 0,5)). [c.105]

В середине XVIII в. была поставлена задача определения, помимо сопротивления деформации материала, также сопротивления разрушению с учетом предельных деформаций. Однако из-за отсутствия необходимой испытательной техники ее удалось решить только в середине XIX в., когда была разработана аппаратура для измерения остаточных деформаций до 10 . Накопление экспериментальных данных поставило под сомнение существование предела упругости материала и обнаружило при растяжении кристаллических твердых тел отсутствие какой-либо их воспроизводимости в области больших пластических деформаций. Однако в 1864 г. Треска установил, что существуют измеримые и воспроизводимые коэффициенты пластического течения, которые могут быть положены в основу теории пластичности. Треска был удостоен премии фонда Монти по механике за установление следующих закономерностей [c.131]

Результаты испытаний на растяжение дают возможность установить анизотропию механических свойств исследуемого металла в плоскости листа и по его толш ине. Большие значения отношения равномерных деформаций по ширине к равномерным деформациям по толщине образцов, вьфезанных из листа вдоль и поперек прокатки, свидетельствуют о большей склонности металла к деформации в плоскости листа, а меньшие — к деформациям по толщине, что приводит к утонению и разрыву металла. Методика определения коэффициента пластической анизотропии, показателя деформационного упрочнения и неравномерности пластической деформации по результатам [c.254]

Формула (21) связывает длину площадки текучести е , коэффициент пластического трения и и величину относительпого обжатия ЛЯ/Я с толщиной слоя у К12, где металл деформируется в условиях идеальной пластичности. При К=Н из этой формулы следует соотношение (17), т. е. получаем значение АН/Н)и, отвечающее началу пластического упрочнения у контактной поверхности тонкой полосы. При отсутствии контактного трения, т. е. при 1=0, из формул (17) и (21) следует очевидный результат, что вся полоса попадает на участок пластического ДЯ. Уз [c.22]

В тонком слое касательные напряжения являются линейными функциями ординаты у. На границе идеально пластического слоя, т. е. при г=+/1 /2 по формулам (15) и (22) Тха= Так как на границе раздела идеально пластическога и упрочняющегося слоев 81—Ви и ai=as, то при y= hJ2 согласно условию пластичности Мизеса (8) имеем всегда = стз/у3. Следует отметить, что формула (21) накладывает ограничение на предельные значения коэффициента пластического трения ц,, которое является следствием линейного распределения Хху по высоте тонкой полосы и того, что касательные напряжения не превышают значения к в идеально пластическом слое. Из неотрицательности подкоренного выражения в формуле (21) получаем [c.22]

В результате дальнейшего заполнения штампа отношение с1 к к становится больше единицы. Для расчета удельных усилий на этой стадии процесса можно допустить, что течение материала к осевым отверстиям экстракторов отсутствует совершенно. Схема пластической области для такого случая показана на рис. 2. Выше и ниже ее границ (показаны пунктиро.м) материал находится в жестком состоянии. Так как форма контактной поверхности вне пластической области не оказывает влияния на распределение напряжений, то для определения удельных усилий можно использовать полное решение задачи осесимметричного течения при осадке в конических полостях [2], выполненное с применением ЭВМ. На рис. 3 приведены зависимости безразмерного удельного усилия д = д/2к от отношения (1 к, полученные в указанной работе для различных значений коэффициента пластического трения f тJ2k, где т — контактные касатель- [c.76]

Таким образом, при переходе от свободной поверхности ЕВ к контактной АВ в точке В происходит мгновенное возрастание напряжений (по абсолютной величине) на 2/яр. На контактной поверхности АВ коэффициент пластического трения ц = т, / 2А принят постоянным. Линии скольжения одного семейства образуют с контактной поверхностью угол у = 0,5 ar os 2 а, [c.354]

Если при работе подшипника упругогидродинамический слой смазочного материала обеспечивает отсутствие контактов микронеровностей колец и тел качения, а в смазочном материале отсутствуют загрязнения в виде твердых частиц, то можно принять ц = 0. Тогда у = л/ 4и<у = -2,571 2к. При отсутствии смазочного материала и схватывании контактирующих поверхностей принимают предельное значение коэффициента пластического трения д = 0,5. Тогда у = О и а = -1,285 2к. В промежуточных случаях - при недостаточном упругодинамическом слое смазочного материала, содержащего твердые частицы загрязнений можно принять ц = 0,3. [c.354]

Большое влияние на понимание авторами физической картины течения бингамовских сред оказала работа М. Рейнера (1960 г.) [70]. В ней дан подробный анализ уравнений Г. Генки, области их применения и своего рода ключ к пониманию поведения сред имеющих несколько фундаментальных свойств. М. Рейнером, в частности, отмечается, что в соответствии с третьей аксиомой реологии реологическое уравнение более простого тела (низшего по иерархии) может быть получено из реологического уравнения менее простого тела (высшего по иерархии), если положить какие-либо константы последнего равными нулю . Это значит, например, что из реологического уравнения тела Шведова-Бингама (1) при tq = О можно получить реологическое уравнение вязкой жидкости, а при /i = О — реологическое уравнение тела Сен-Венана (пластического тела). В этой же работе Рейнер развивает свою мысль далее В соответствии с третьей аксиомой реологии, если известно решение задачи для бингамова тела, можно получить решение аналогичной задачи для сен-венанова тела, полагая величину Щл равной нулю . Здесь под тупл Рейнером понимается коэффициент динамической вязкости среды или, как его называют в реологии, коэффициент пластической вязкости. [c.46]

На рис. 86 приведен график зависимости критической величины коэффициента пластического натяжения от температуры редуцирования для стали 10 и 20 по данным Г. И. Гуляева и В. А. Юргеленаса. При повышении [c.233]

При редуцировании труб с натяжением расчет скоростного режима основан на использовании закона распределения натяжений. Институтом ВНИИМЕТМАШ разработаны два метода расчета скоростного режима редукционного стана. Первый метод заключается в сохранении постоянства коэффициентов пластического натяжения между клетями по всему стану, второй — в применении ступенчатого снижения натяжения в средней группе клетей стана. Последнее обеспечивает дальнейшие возможности утонения стенки трубы при суммарных обжатиях по стану, превышающих 50—55%. [c.237]

Для более точного подсчета величины, именуемой коэффициентом пластического натяжения, А. А. 1иевченко, Г. И. Гу- ляев и В. А. Юрг еленас вводят в эти формулы поправочные коэффициенты, учитывающие неравномерность деформации трубы в калибре и рекомендуют пользоваться соотношениями-, для одной клети, в среднем [c.101]

Теоретически максимальная величина коэффициента пластического натяжения может быть равна единице. Это означает, что осевые напряжения становятся равными пределу текучести. Во избежание разрыва трубы на практике не допускают величины коэффициента пластического натяжения больше 0,75—0,80. Для подсчета среднего коэффициента пластического натяжения Нейманн и Ганке рекомендуют формулу [c.171]

По этой формуле, зная диаметр и толщину стенки до редуци рования и диаметр трубы после редуцирования, а также задавшись коэффициентом пластического натяжения, можно определить толщину стенки трубы после редуцирования. Такой расчет можно делать для каждой клети или в целом по всему стану. [c.171]

При определении скорости прокатки в клетях формовочносварочного, редукционного и калибровочного станов задаются коэффициентом пластического натяжения. При этом руководствуются следующими общими положениями [c.273]

Рис. 4.75. Зависимость условного предела текучести 2 ОДУЛЯ упругости Е, максимального остаточного удлинения б и коэффициента пластической поперечной деформации р. от пористости ПСМ (12Х18Н10Т)

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...