Исследованном диапазоне

шей шероховатости рельефа, а предельная величина Kth для исследованного материала составляет 40 МПа-м1/2. Зародившаяся усталостная трещина при этом значении коэффициента интенсивности напряжения не получит сколько-нибудь заметного развития и сразу же перейдет в неустойчивое состояние.

которых ат = 1; они дают возможность определить модули релаксации в течение времени много большего, чем это можно сделать непосредственно в лабораторных условиях. Кроме того, для каждого исследованного материала эти данные определяют функцию Е = ?(?), которая вместе с коэффициентами смещения «т (рис. 4) и с уравнениями (40) и (45) дает возможность найти напряжения при произвольной истории изменения деформации и температуры. Если же заданы напряжения, то при по-

Как видно, прочность исследованного материала наиболее точно предсказывается тензорным полиномиальным критерием. Более существенные различия между критериями, проявляющиеся в предсказании разрушения слабых относительно приложенной нагрузки слоев композита1), обсуждаются в следующем разделе.

Таким образом, для исследованного материала переход на более низкую температуру приводит к уменьшению ресурса пластичности и некоторому повышению предела прочности как при однократном, так и при повторном деформировании. Обрат-' ный переход приводит к незначительному уменьшению предела текучести, вследствие чего диаграмма деформирования распола-

Анализ зависимостей пределов выносливости по трещинооб-разованию и разрушению от теоретического коэффициента концентрации напряжений, полученных в результате испытаний образцов всех типоразмеров, показал, что критический радиус концентратора напряжений, определяющий границу области существования нераспространяющихся трещин, не зависит от диаметра образца и глубины надреза. Действительно, если построить зависимость пределов выносливости по разрушению от параметра \1г (рис. 33), то оказывается, что независимо от других геометрических параметров образцов точки перегиба кривых соответствуют значению 1/г = 2 мм~!. Иными словами, для исследованного материала при любом диаметре образцов и глубине концентратора напряжений (кроме весьма малых) критическим является радиус при вершине надреза г = 0,5 мм. При

Существенное влияние асимметрии цикла нагружения на закономерности образования нераспространяющихся усталостных трещин было показано при испытаниях на усталость при осевом растяжении-сжатии образцов диаметром 8 мм, вырезанных по направлению прокатки из листа (длиной 1300 мм, шириной 220 мм, толщиной 23 мм) отожженной (400 °С, 30 мин) латуни со следующим химическим составом ('%): 69,6 Си; 0,1 Fe; следы РЬ и остальное Zn. Механические свойства исследованного материала ав = 317 МПа; стт = 102 МПа; г> = 75,2 %; ?=1,14Х ХЮ5 МПа; средний размер зерна составлял примерно 0,05 мм. После механической обработки образцы подвергали повторному отжигу при 400 °С в течение 40 мин и электрополированию на глубину 10—30 мкм.

Таким образом, интервал между пределами выносливости образцов, охлажденных на воздухе и в воде после отпуска при одной и той же температуре, является областью существования нераспространяющихся усталостных трещин для исследованного материала при наличии определенного уровня остаточных .напряжений. Увеличение остаточных сжимающих напряжений .приводит к существенному увеличению области существования нераспространяющихся усталостных трещин (см. табл. 14). С увеличением остаточных напряжений сжатия изменяются и критические коэффициенты концентрации напряжений. Для образцов из исследованной стали с остаточными напряжениями —470, —380 и —270 МПа значения акр составляют 1,2; 1,4 и 1,75 соответственно.

Существенное изменение уровня прочностных и пластических свойств исследованного материала должно наблюдаться при переходе к «высокотемпературному» типу микрорельефа (при температурах, превышающих 600° С), когда наиболее полно начинает проявляться наряду с деформационным 218 диффузионное взаимодействие составляющих композиций. Это необходимо

Таблица 1. Химический состав исследованного материала сплава Inconel X750 (AISI 688, ASTM A637, круглый пруток диаметром 254 мм)

исследованного материала сплава

В течении характерного периода т* режима термомеханического нагружения телескопического кольца (рис. 35, а) можно выделить несколько циклов механического нагружения при постоянной температуре 650 °С и один неизотермический синфазный цикл термбмеха-нического нагружения. При принятой схематизации не учтено влияние действия максимальной нагрузки при t = 650 °С в течение времени тв, поскольку за этот период временные эффекты проявляются слабо вследствие высокого сопротивления ползучести исследованного материала.

Измеренное с помощью игл давление в потоке внутри образца достаточно точно совпадает со значениями давления, рассчитанными по измеренным температурам в соответствующих поперечных сечениях. Такие результаты были получены во всем исследованном диапазоне удельных массовых расходов воды до 26 кг/(м2 • с), а также и для образцов из коррозионно-стойкой стали. Это свидетельствует о наличии термодинамического равновесия внутри адиабатного двухфазного потока в пористом металле.

Установить влияние толщины образца (в исследованном диапазоне от 10 до 20 мм) на характер изменения параметров в переходных режимах не удалось.

разрушающую нагрузку Рс независимо от вида диаграммы разрушения (для гладких образцов, при I = О, разрушающая нагрузка обозначается /ЭСО). По этим нагрузкам вычисляют коэффициент интенсивности напряжений по формулам, соответствующим типу образца,— это будет величина /с. Для каждой длины трещины получается свое значение предельного коэффициента интенсивности напряжений и этот результат удобно отразить в виде графика 7С — I в исследованном диапазоне длип трещин /. Для последующих расчетов удобнее, однако, полученный результат отразить в виде графика /с — ас/ос0. Здесь разрушающие но-

Из рис. 7.1 видно, что при всех давлениях во всем исследованном диапазоне изменения плотности теплового потока сохраняется характерная для области развитого пузырькового кипения зависимость а от q ([корреляция (6.1)]. Однако если кипение жидкости

которые обобщают опытные данные того или иного автора в исследованном диапазоне изменения режимных параметров. Значения коэффициента с, показателя степени п, а также вид функции /(р) в этих формулах зависят от множества факторов, оказывающих влияние на процесс теплообмена при кипении (диапазона изменения давления и плотности теплового потока, состояния и физико-химических свойств поверхности нагрева, от ее компоновки и т. п.). Формулы типа (7.4) обычно применяют для расчета коэффициентов теплоотдачи при кипении тех жидкостей, для которых в справочной литературе отсутствуют исчерпывающие данные об их теп-лофизических и термодинамических свойствах, или для жидкостей, в характере процесса кипения которых наблюдаются специфические особенности. Например, в литературе отсутствуют полные

На рис. 8.11 показано изменение расхода жидкости в пленке на конце обогреваемого участка (L06 = 0,66 м, й!Вн=13,3 мм) в зависимости от плотности теплового потока при фиксированных значениях массовой скорости pw, паросодержания на входе в трубу ^вх и давления [122]. Пунктирные линии характеризуют зависимости С'пл = /(<7) в предположении, что уменьшение О'ил обусловлено только испарением жидкости (влагообмена м.ежду ядром и пленкой нет либо он взаимно скомпенсирован). Как видно, в исследованном диапазоне изменения режимных параметров интенсивность уноса капель в ядро потока превалирует над интенсивностью процесса осаждения. Чем больше плотность теплового потока, тем боль-

которая для пароводяной смеси в исследованном диапазоне изменения режимных параметров [750 е^Срш^ 3000 кг/(м2-с) и 1,0^р^16,7 МПа] обеспечивает точность расчета х&Р до 0,05.

В этих опытах ширина кольцевой щели 8 между наружной трубой и внутренним обогреваемым стержнем диаметром d\ — \Q и 16 мм составляла 2 и 5 мм. Опыты проведены в диапазоне изменения массовой скорости pw от 750 до 2000 кг/(м2-с) и давления от 9,8 до 16,7 МПа. Опытные данные говорят о том, что в исследованном диапазоне изменения режимных параметров в кольцевых каналах сохраняются характерные для кризиса теплообмена второго рода закономерности. Здесь, так же как и в круглых трубах, в случае неорошаемой пленки наблюдается независимость ;*;% от плотности теплового потока. Однако длина вертикального участка графика q = f(x) при сравнительно невысоких давлениях (р< <10 МПа) и рлу<1500 кг/(м2-с) оказывается значительно короче, чем в круглых трубах. Это объясняется тем, что при указанных режимных параметрах кризис теплообмена второго рода наблюдается при относительно высоких значениях граничного паросодер-жания, а плотность критического теплового потока qKp i в кольцевых каналах с ростом х убывает более резко, чем в трубах [67]. Это обстоятельство приводит к сокращению вертикального участка jc°rp = const сверху. Кроме того, область режимных параметров, в которой отсутствует орошение микропленки каплями влаги, в кольцевых каналах уже, чем в трубах. Последнее связано с меньшей толщиной пристенного парового слоя, который оказывает основное сопротивление поперечному движению капель влаги

творов уже при малых WQ (например, 0,6 м/с) во всем исследованном диапазоне изменения q значения а оказывается выше, чем при кипении в большом объеме. В опытах, результаты которых представлены на рис. 13.14, в исследованном диапазоне изменения режимных параметров не обнаружено области, в которой скорость не влияла бы на интенсивность теплообмена.

Для растворов нелетучих веществ характер зависимости g^pi от концентрации несколько иной. Из рис. 13.20 видно, что при кипении растворов практически во всем исследованном диапазоне изменения концентрации (при с>3-~-5%) плотность критического теплового потока уменьшается с ростом с. Исключением являются опытные данные авторов работы [211] для растворов NaOH.

тановка. Один из вариантов такой установки показан на рис. 2.17. Она весьма проста по конструкции и удобна для практического пользования. Обе схемы нагружения квадратных пластинок позволяют получать стабильные и воспроизводимые результаты (при llh :> 15) в достаточно широком диапазоне относительных прогибов пластинки, так как зависимость прогиба от нагрузки в исследованном диапазоне (рис. 2.18) линейна практически для всех пространственно-армированных композиционных материалов. Исключение составляют трехмер-ноармированные композиционные материалы типа углерод-углерод, для которых при прогибе выше (0,85—0,9) Л имеет место небольшая нелинейность. При реализации этих схем нагружения необходимо, чтобы точки приложения сосредоточенных сил располагались в вершинах углов или на расстояниях, не превышающих (0,5—1,0) Л от вершин углов по диагоналям пластинки при llh = 10 (рис. 2.19).