Исследованных материалах

Кручение пластинок с выемкой по -торцовым поверхностям может осуществляться при поперечном сечении ее рабочей части, выполненной в форме круга, кольца и квадрата. Наиболее приемлемым с точки зрения характера распределения касательных напряжений является сечение в виде кольца. Но процесс его'изготовления намного сложнее, чем изготовление квадратного сечения. Значительные трудности возникают при обработке боро-, органо-и углепластиков. Кроме того, в местах выемки и сверления по наружным поверхностям наблюдается повреждение структуры материала. Пределы прочности при сдвиге таких образцов для большинства исследованных композиционных материалов оказываются ниже, чем значения, полученные на образцах с рабочей частью в форме квадрата (табл. 2.10). Технология изготовления последних весьма проста, не требует специальных инструментов и приспособлений. Однако размеры поперечного сечения квадрата, как показывают исследования, оказывают заметное влияние на сдвиговую прочность.

направлениях. Наличие некоторого расхождения в схемах укладки направления 3 не отражается на-упругих характеристиках исследованных композиционных материалов.

Как следует из сравнения значений модуля упругости, наличие- искривленных волокон в трехмерноармиро-ванных материалах существенно снижает их жесткость при растяжении и сжатии. Разброс значений их упругих постоянных незначителен (см. табл. 5.7—5.8). Анализ экспериментальных данных для всех исследованных композиционных ч материалов

ных на основе высокомодульных и кварцевых волокон. Образцы из композиционных материалов вырезали в плоскости хг под углом к направлениям армирования. Экспериментальные данные для модулей упругости, сдвига и коэффициентов Пуассона приведены на рис. 5.16. Для сравнения представлены теоретические кривые, рассчитанные по зависимостям, приведенным на с. 111. На каждую точку испытано в среднем по пять образцов. Разброс опытных данных для исследованных композиционных материалов оказался не-

Более полное представление о преимуществах и недостатках исследованных композиционных материалов по сравнению с ортогонально-армированными в трех направлениях (1:1:1) дают расчетные данные табл. 5.20. Исходные данные, принятые при расчете сопоставляемых материалов, одинаковые.

волокон, что сгюсооствует повышению их жесткости. Кроме того, жесткость углеродной матрицы оказывается значительно знше жесткости исходной полимерной матрицы. Отмеченные факторы являются одной из причин занижения расчетного значения модуля упругости над экспериментальными. Низкие значения модулей сдвига этих материалов являются результатом большой подвижности армирующего каркаса вследствие пористой матрицы и слабой ее адгезии к армирующим волокнам (рис. 6.11). Для исследованных композиционных материалов связь между волокнами и матрицей в некоторых местах практически отсутствует, причем в одном и том же сечении материала имеется граница раздела (трещина) между матрицей и волокнами как продольного, так и поперечного направления, что не может не отразиться на свойствах материала.

В работах [180, 182] исследовались вынужденные колебания защемленных балок кругового поперечного сечения, изготовленных из тех же материалов, в которых исследовалось распространение ультразвуковых импульсов, описанное в разделе VIII.А. Динамические модули для всех четырех исследованных композиционных материалов, определенные этим способом, лежали между значениями, полученными из статических и ультразвуковых испытаний. Затухание рассчитывалось по зависимости (26).

Кручение пластинок с выемкой по -торцовым поверхностям может осуществляться при поперечном сечении ее рабочей части, выполненной в форме круга, кольца и квадрата. Наиболее приемлемым с точки зрения характера распределения касательных напряжений является сечение в виде кольца. Но процесс его'изготовления намного сложнее, чем изготовление квадратного сечения. Значительные трудности возникают при обработке боро-, органо-и углепластиков. Кроме того, в местах выемки и сверления по наружным поверхностям наблюдается повреждение структуры материала. Пределы прочности при сдвиге таких образцов для большинства исследованных композиционных материалов оказываются ниже, чем значения, полученные на образцах с рабочей частью в форме квадрата (табл. 2.10). Технология изготовления последних весьма проста, не требует специальных инструментов и приспособлений. Однако размеры поперечного сечения квадрата, как показывают исследования, оказывают заметное влияние на сдвиговую прочность.

направлениях. Наличие некоторого расхождения в схемах укладки направления 3 не отражается на-упругих характеристиках исследованных композиционных материалов.

Как следует из сравнения значений модуля упругости, наличие- искривленных волокон в трехмерноармиро-ванных материалах существенно снижает их жесткость при растяжении и сжатии. Разброс значений их упругих постоянных незначителен (см. табл. 5.7—5.8). Анализ экспериментальных данных для всех исследованных композиционных ч материалов

ных на основе высокомодульных и кварцевых волокон. Образцы из композиционных материалов вырезали в плоскости хг под углом к направлениям армирования. Экспериментальные данные для модулей упругости, сдвига и коэффициентов Пуассона приведены на рис. 5.16. Для сравнения представлены теоретические кривые, рассчитанные по зависимостям, приведенным на с. 111. На каждую точку испытано в среднем по пять образцов. Разброс опытных данных для исследованных композиционных материалов оказался не-

О реализации упругих свойств исходных компонентов (арматуры и связующего) в. исследованных материалах можно судить по данным табл. 5.19, где сопоставлены расчетные и экспериментальные значения их упругих постоянных. Расчет упругих характеристик рассматриваемого типа материалов проводили путем сведения реальной их структуры к слоистой модели, как это изложено на с.. 122. Расчетные зависимости приведены в табл. 5.2 и 3.6.

пытаний. Испытания были выполнены на образцах разной геометрии путем изгиба и растяжения: ВТ6 — консольный изгиб с вращением (КИВ); ВТ6, ЗОХГСА, Д16Т — полоса с отверстием на растяжение (ПОР); внецентренное растяжение (ВР). При испытании образцов КИВ с целью слежения за ростом усталостных трещин измеряли податливость. Данные об исследованных материалах могут быть взяты из [127].

Проведенные расчеты [79-82] показали, что усредненная по различным пикам доля лоренцевой компоненты в функции Фойгта постепенно возрастает от 46 % в крупнокристаллическом состоянии практически до 100 % по мере увеличения числа оборотов, т. е. степени деформации (см. §1.1), при ИПД кручением (рис. 1.19). Профили рентгеновских пиков Ni, подвергнутого ИПД кручением с числом оборотов, равным 6, так же как и в случае Си, характеризуются преимущественно лоренцевой компонентой, составляющей в среднем 90% [79-82]. Обнаруженное увеличение доли лоренцевой компоненты в форме профиля рентгеновских пиков свидетельствует о логнормальном распределении кристаллитов по размерам и об упорядочении в распределении дислокаций в исследованных материалах по мере роста степени ИПД.

Измерения проводились без дополнительной настройки и при одном режиме работы преобразователя на всех исследованных материалах. На основании предложенной методики и экспериментальных исследований разработан макет прибора для определения механических напряжений в изделиях из ферромагнитных материалов.

Сопоставление пороговых значений А/Со для различных материалов, приведенное на рис. 53 в виде порогового значения для зависимостей &.KIE от N, показывает, что во всех исследованных материалах (кроме чистого алюминия) трещина не распространяется, если A/C/?<5-Ю-3 мм1/2. Для большинства материалов пороговое значение &.К/Е находится в довольно малой полосе разброса: от 7,5-10~3 до 9,0-10~3 мм1/2- Исключение составляют латунь, медь, низкоуглеродистая сталь и чистый алюминий, для которых пороговые значения А/С/Я несколько ниже.

Суммарные значения удельных рассеянных энергий в исследованных материалах при циклическом нагружении к моменту их усталостного разрушения показаны на рис. 2, а. Из этих данных видно, что суммарная энергия, как правило, увеличивается с увеличением числа цилов до разрушения и во всем исследованном диапазоне значительно превышает удельную энергию разрушения при статическом нагружении.

Как следует из экспериментальных данных (см. рис. 99), на удалении от поверхности возбуждения плоской волны более 15 мм во всех исследованных материалах амплитуда упругого предвестника не зависит от интенсивности волны нагрузки, что находится в соответствии с результатами работы [315]. Это

О реализации упругих свойств исходных компонентов (арматуры и связующего) в. исследованных материалах можно судить по данным табл. 5.19, где сопоставлены расчетные и экспериментальные значения их упругих постоянных. Расчет упругих характеристик рассматриваемого типа материалов проводили путем сведения реальной их структуры к слоистой модели, как это изложено на с.. 122. Расчетные зависимости приведены в табл. 5.2 и 3.6.

•В исследованных материалах перлитного и аустенитного классов при нагреве в аргоне и охлаждении в расплаве щелочных металлов (в нейтральных средах) во всем диапазоне максимальных температур термического цикла возникали тонкие типично усталостные трещины без образования полостей. Это подтверждает существование двух механизмов возникновения и развития трещин термической усталости для сталей с ферритно-перлитной и аустенитной структурами,

Обнаруженная Юнгом и Ратенау прямолинейная зависимость величины деформации от внешней нагрузки в дальнейшем была подтверждена многими авторами. Грин-вуд и Джонсон [304] наблюдали ее при термоциклировании урана, циркония, кобальта, титана, железа и его сплавов с углеродом. Термоциклы они производили в интервале ±50° С вокруг точки полиморфного равновесия, и во всех исследованных материалах при небольших нагрузках имела место прямолинейная зависимость (рис. 21, 22). Лишь при высоких нагрузках эта связь нарушалась и темп удлинения быстро возрастал. Линейная зависимость деформаций от на-

Если считать, что у основания надреза возникает плоское напряженное состояние, то учитывая, что в исследованных материалах наблюдается довольно большая деформация ползучести, и, исходя из результатов обсуждения данных в разделе 4.2.3 и на рис. 4.26, напряжение у основания надреза при образовании трещины будет равна /С?/(а+1)сТп (где /С* — коэффициент концентрации упругих напряжений). Для образца с надрезом, показанного на рис. 5.29, рассчитали этот коэффициент методом конечных элементов и определили его равным 4,49. Если в качестве условия образования трещин у основания надреза принять разрушение бесконечно малого гладкого образца, соприкасающегося с основанием надреза, под действием постоянного напряжения /(/<л+1)ст,„ то соотношение между временем до образования трещины в образце с надрезом ti и временем до разрушения бесконечно малого гладкого образца tr можно выразить как