Напряжения Неравномерность распределения Определение экспериментальное

Это напряжение должно быть значительно ниже предела текучести материала, который за пределами пластической зоны у кончика трещины работает в пределах упругости деформирования. Безразмерный коэффициент а отражает как геометрический фактор, так и характер распределения напряжения а. При весьма большом отношении ВИ этот коэффициент равен единице, что имеет место и в случае бокового надреза длиной I. При конечном отношении В/1 и неравномерном распределении напряжений коэффициент а принимает другие значения [101]. Случай сквозной трещины (рис. 4.15, а) в растянутой или изгибаемой пластине встречается при проведении различных опытов на трещиностойкость материалов. В расчетах конструкционных элементов чаще встречается случай плоской поверхностной трещины (рис. 4.15,6). Очертание фронта такой трещины в процессе ее развития по ряду экспериментальных данных близко к полу-эллипсу. Соотношение его полуосей по данным опытов [65] составляет примерно 0,38. Постоянство этой величины при изменении абсолютных размеров трещины объясняется тем, что независимо от исходной формы, она приобретает через некоторое число циклов нагружения устойчивую форму равного сопротивления продвижению во всех точках ее фронта. Коэффициент интенсивности /( сохраняет и в этом случае выражение (4.35) при иных значениях а, но часто используют также и выражение К — оа у лЬ, где Ь — глубина трещины (рис. 4.15, б). В тех случаях, когда глубина Ь соизмерима с расстоянием от контура трещины до противоположной поверхности тела, теоретическое определение коэффициента К оказывается затруднительным и его обычно находят экспериментальным путем (так называемый метод /С-тарировки) с использованием энергетической трактовки условий предельного равновесия трещин, распространяющихся путем квазихрупкого разрушения, т. е. такого, когда пластические деформации могут появляться лишь в локальных зонах у кончиков трещины. [c.130]

При расчете баков ракет широко используются результаты экспериментальных исследований. Это касается прежде всего расчетов на устойчивость. Критические напряжения потери устойчивости тонкостенных элементов определяют преимущественно опытным путем. В этой главе рассмотрена приближенная методика расчета на устойчивость основного силового элемента конструкции — цилиндрических обечаек несущих баков. Учитывается влияние внутреннего давления, неравномерности распределения напряжений по сечению. Используются данные экспериментов, служащие для уточнения теоретических формул. Приведена последовательность определения численных значений критических нагрузок для различных подкрепленных и непод-крепленных конструкций баков.. Рассмотрены расчеты на прочность цилиндрических обечаек и днищ разной формы, а также сфероидальных и торообразных баков. [c.291]

Составной полый вал гидротурбины. Напряжения в гладкой части вала определяются расчетом. Экспериментально должно определяться неравномерное распределение напряжений в зоне фланца вала, соединяемого с другим фланцем или с крышкой рабочего колеса гидротурбины. Так как напряжения во фланце не превосходят предела пропорциональности, то исследования могут проводиться на упругих моделях. Это исследование при проектировании должно быть выполнено для различных вариантов формы фланца и с учетом условий сопряжения фланца с присоединяемыми деталями. Методом замораживания указанные условия не обеспечиваются. Поэтому задача решается на модели из оптически нечувствительного материала с нагрузкой ее при комнатной температуре и без разрезки модели. Ниже, как пример, рассматривается определение напряжений в вале гидротурбины (фиг. П1. 31) от осевой нагрузки. [c.221]

Экспериментальное определение сопротивления композиционного материала при сдвиге путем испытания на кручение также не обеспечивает однородное напряженное состояние. При кручении полого анизотропного цилиндра в виде тонкостенной трубы распределение напряжений по толщине стенки трубы неоднородно. Наибольшие значения напряжений возникают на наружной поверхности трубы. Даже небольшая неравномерность в распределении касательных напряжений по толщине стенки трубы из анизотропного композиционного материала может привести к локальному скалыванию по наружному слою. Полученные таким образом характеристики прочности будут заниженными, так как не будут соответствовать разрушению материала трубы в целом. [c.150]

Приведённые выше формулы для определения допускаемых контактных напряжений сдвига дают значения последних, равные пределам усталости рабочих поверхностей на сдвиг по наиболее низким опытным данным. Так как R j или определяются по минимальной прочности или твёрдости материала зубьев, а т определяется с учётом динамической нагругки, подсчитываемой при наиболее неблагоприятном характере и при наибольшей величине ошибок нарезания, то можно ориентироваться на средние значения экспериментально найденных пределов контактной усталости (при обработке экспериментальных данных динамическая нагрузка и неравномерность распределения нагрузки по контактным линиям в большинстве случаев не учитывались). [c.260]

Рассмотренный кратко термодеформационный цикл сварки, обусловливая появление уравновешенных упругих деформаций в зоне сварного соединения, приводит к возникновению остаточных сварочных напряжений в сварном соединении. В зонах, где должны происходить деформации сжатия, возникают растягивающие остаточные напряжения, а уравновешивающие их сжимающие напряжения соответственно появляются в зонах с деформацией растяжения. На величину и распределение остаточных напряжений кроме неравномерных деформаций изменения объема металла при охлаждении оказывают влияние и объемные изменения, протекающие ниже температуры распада аустенита. Эти изменения у различных сталей протекают по-разиому и зависят от содержания в стали углерода и легирующих элементов. На рис. 4 представлена схема распределения остаточных напряжений в сварном соединении. Уровень напряжений и размеры растянутых и сжатых зон зависят от условий сварки и состава свариваемой стали. По данным табл. 2 можно судить о роли состава стали в возникновении остаточных напряжений в сварном соединении. Экспериментально определенные величина и распределение остаточных напряжений в сварных соединениях труб с толщиной стеики 30—36 м.м из стали 15ХМ, выполненных ручной дуговой сваркой с получением металла шва близкого состава, приведены на рис. 5. [c.408]

Оценивая результаты приведенного анализа, следует учесть дополнительно два существенных обстоятельства, говорящих в пользу автоэлектронной теории дуги. Во-первых, требуемые теорией значения градиента поля для автоэлектронной эмиссии по каким-то причинам оказываются завышенными по сравнению с найденными экспериментально. Так, по данным Бимса [Л. 24] автоэлектронная эмиссия с чистой ртутной поверхности возникает при напряженности около 1,8 -10 в см. В условиях грязной поверхности эта цифра снижается до 3,5 10 в/см, Дайк и Тро-лан [Л. 155] наблюдали в условиях предельной чистоты поверхности металлов автоэлектронную эмиссию при напряженности около 2- 10 в/см. Во-вторых, нельзя забывать о том, что вследствие несовершенства техники определения плотности тока в области катодного пятна мы всегда имеем дело с заведомо заниженными значениями, как это наглядно иллюстрирует вся история подобных оценок. Как было указано в 3, они основывались на измерении не непосредственно сечения самого канала тока у поверхности катода, а поверхности яркого свечения в катодной области дуги либо величины эрозированной поверхности металла, не дающих точного представления о плотности тока. Кроме того, если даже принять указанные поверхности эквивалентными сечению канала тока, то по самой природе рассматриваемых измерений они способны дать лишь усредненные значения плотности тока. Неравномерность распределения тока может быть настолько существенной, что мгновенные максимальные значения плотности тока могут на порядки превысить определяемые средние значения. Из этого должен быть сделан общий вывод, что недостаточно высокие с точки зрения теории значения плотности тока в катодном нятне не могут служить серьезным аргументом против автоэлектронной теории дуги, особенно если речь идет о расхождении требуемых и найденных значений всего лишь на 1—2 порядка. Как это ни странно, указанный очевидный источник неувязки теории и опыта обычно игнорируется противниками автоэлектронной теории и даже расхождение всего лишь на 1 порядок теоретических и экспериментальных значений плотности тока в пятне рассматривается как достаточное основание для отказа от этой теории [Л. 152]. [c.68]

Электролитическое удаление покрытий Дефектные покрытия удаляются электролизом. из электролитов определенного состава. Процесс осуществляют в боль шинстве случаев на постоянном токе, но в некоторых - случаях применяют и переменный. Рекомендуется ревер-сирование постоянного тока. Деталь подвешивается в качестве анода. Состав электролита должен быть таким, чтобы при выбранном режиме покрытие быстро растворялось и не разрушался основной металл. Электролиты применяются кислые и щелочные. В некоторых случаях для удаления одного и того же покрытия мо>кно исполь зовать электролиты обоих типов. Так делают, например при удалении цинковых, кадмиевых, серебряных и дру гих покрытий. Из условий режима работы наиболее важное значение имеют температура и плотность тока, влияющие не только на скорость растворения покрытия, но и на состояние поверхности основного металла после удаления покрытия. К сожалению, нельзя дать общих параметров оптимального/режима работы. Очень часто оптимальный режим процесса удаления покрытия устанавливается экспериментально для каждого отдельного случая. Считается выгодным ускорять растворение по-. крытия повышением температуры и перемешиванием электролита, а не повышением плотности тОка и повыше-нием напряжения. Срок службы электролитов разный у щелочных он больше, так как некоторые (например цианистые) одновременно регенерируются (на аноде металл покрытия растворяется, а на катоде он может осаждаться). Кислые электролиты, особенно электролиты из концентрированных кислот, имеют меньший срок службы даже при условии их регенерации. Электролити-ческие способы удаления покрытий также имеют недостатки. В результате плохой рассеивающей способности электролита и в связи с этим неравномерного распределения тока по поверхности детали на деталях сложной конфигурации покрытие растворяется неравномерно. На, [c.44]

Следовательно, критическая скорость деформирования как скорость, при которой деформация при ударном растяжении образца практически отсутствует, не может рассматриваться как характеристика материала, поскольку ее величина связана с распределением деформаций по длине образца, соблюдением одноосности напряженного состояния и растет с уменьшением длины рабочей части образца критические скорости, определенные в работах [29, 30], выше, чем критические скорости, определенные в работе [129] на более длинных образцах. Для образца длиной 10 мм, использованного в изложенных ниже исследованиях, не наблюдается снижения относительного удлинения и сужения поперечного сечения в шейке образца из армко-железа и стали 45 даже при скоростях выше 500 м/с. Следовательно, противоречивость экспериментальных данных о влиянии скорости деформации на пластичность металлов [219, 220, 241] может быть объяснена неравномерностью деформации. [c.117]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...