Напряжений действительно

Концентрат9ры следует удалять из наиболее напряженных участков детали и переносить, если это допускает конструкция, в зоны наименьших напряжений. С целью уменьшения номинальных напряжений целесообразно увеличивать сечения детали на участках расположения концентраторов.

напряжения сжатия. Для уменьшения усадочных напряжений целесообразно в том и другом случае придать диску коническую форму (виды б, г).

Для уменьшения термических напряжений целесообразно заменять прямые радиальные ребра (вид а) податливыми: тангентными (вид б), спиральными (вид в), вафельными (вид г).

Последней величиной, определение которой необходимо для получения пороговых значений амплитуды коэффициента интенсивности напряжений, является р* — размер критически напряженного элемента у вершины трещины. Харрис на основе анализа зоны у вершины усталостной трещины установил, что размер критически напряженного элемента должен быть от 100 до 400 атомных расстояний данного материала. В работах Лю также было показано, что размер элемента структуры, который может характеризовать неоднородность свойств материала, должен быть от 0,025 до 0,1 мкм. Такой же размер критически напряженного объема получен при анализе средней плотности дислокаций у вершины усталостной трещины. Постоянная, фигурирующая в теории Нейбера как элемент, по которому усредняется действующее в вершине трещины напряжение, также имеет порядок, близкий к приведенным размерам критически напряженного объема. Таким образом, размер-критически напряженного объема у вершины усталостной трещины можно принять равным 0,02—0,1 мкм. Однако из условия минимума порогового значения амплитуды коэффициента интенсивности напряжений целесообразно выбрать значение р*,. близкое к нижней границе. В этом случае погрешность в определении пороговых условий пойдет в запас прочности.

После дуговой сварки изделий для снятия внутренних напряжений целесообразно производить отяагг не позже двух часов после окончания сварки. Отжиг производят при 600—650 °С с выдержкой 30—45 эшн. : :

В этих условиях процесс оптимального проектирования деталей с учетом концентрации напряжений целесообразно проводить, как показывает практика, в два этапа. На первом, предварительном этапе с помощью упрощенных моделей, дающих интегральные оценки концентрации напряжений, из большого числа возможных вариантов отбирают несколько наиболее предпочтительных. На втором этапе с использованием мощных ЭВМ и современных численных методов один из этих вариантов принимают в .качестве окончательного решения и дают оценку прочности детали.

Для различных деталей в зависимости от уровня рабочих температур и напряжений целесообразно применять для одной и той же стали различные режимы термической обработки, что позволяет наиболее полно использовать свойства стали. Так, например, для деталей (рабочие лопатки, высокотемпературные диски), работающих при высоких температурах (650° С и выше), целесообразно закалку проводить при высоких температурах (1100—1130° С) *, а для деталей, работающих при пониженных температурах (ниже 650° С), — применять закалку при температурах около 1000° С и двойное старение или термомеханическую обработку со старением.

Концентраторы следует удалять из наиболее напряженных участков детали и переносить, если это допускает конструкция, в зоны наименьших напряжений. С целью уменьшения номинальных напряжений целесообразно увеличивать сечения детали на участках расположения концентраторов.

напряжения сжатия. Для уменьшения усадочных напряжений целесообразно в том и другом случае придать диску коническую форму (виды б, г).

Для уменьшения термических напряжений целесообразно заменять прямые радиальные ребра (вид а) податливыми: тангентными (вид б), спиральными (вид в), вафельными (вид г).

Во избежание чрезмерного брака при заневоливании и с целью обеспечения устойчивости создаваемых заневоливанием остаточных напряжений целесообразно принимать

Кроме того, из равенства (2.16) следует, что переход от произвольной площадки с наклоном а к площадке с наклоном а+90° (рис. 2.18) никак не отражается на абсолютном значении касательных напряжений. Действительно, если

При растяжении (сжатии) поперечные сечения бруса, плоские и нормальные к его оси до деформации, остаются плоскими и нормальными к оси и при деформации. Это положение, известное под названием гипотезы Бернулли, или гипотезы плоских сечений, дает возможность обосновать принятый закон распределения нормальных напряжений. Действительно, поскольку поперечные сечения бруса остаются плоскими и, следовательно, параллельными друг другу, то отдельные элементы бруса (как говорят, волокна бруса) деформируются одинаково. Естественно, что при однородном материале бруса равным деформациям соответствуют и равные между собой силы, а это как раз и означает, что внутренние силы распределены по поперечному сечению равномерно.

При растяжении (сжатии) поперечные сечения бруса, плоские и нормальные к его оси до деформации, остаются плоскими и нормальными к оси и при деформации. Это положение, известное под названием гипотезы Б е р н у л л и, или гипотезы плоских сечений, дает возможность обосновать принятый закон распределения нормальных напряжений. Действительно, поскольку поперечные сечения бруса остаются плоскими и, следовательно,

Хрупкое разрушение совершается сколом (рис. 5.1, а) при напряжениях ниже экстраполированного хода температурной зависимости предела текучести. В данной области наблюдается значительный разброс значений разрушающего напряжения. Разброс определяется состоянием металла (литой, рекристаллизованный, деформированный) и качеством подготовки поверхности образца, поскольку разрушение в этой области обусловлено наличием, с одной стороны, внутренних и поверхностных дефектов образца, концентрирующих напряжения, с другой — высоким уровнем сопротивления движению дислокаций, что практически исключает возможность релаксации этих напряжений. Действительно, как показывает оценка с использованием уравнения Гриффитса (5.2), дефект размером порядка 1 мкм должен вызвать разрушение молибдена при напряжениях, не превышающих предел текучести. В случае более крупных дефектов, которые всегда существуют в технических сплавах, особенно литых, разрушение при отсутствии релаксации напряжений может происходить и при более низких напряжениях.

Ни один из упомянутых выше эффектов, связанных с наличием поперечных напряжений на поверхности раздела волокно — матрица, не следует из широко используемого правила смеси, которое предполагает отсутствие поперечных напряжений. Действительно, эта простая модель подразумевает, что матрица и волокно не связаны (наличие определенной связи привело бы к рассмотренному выше механическому взаимодействию и возникновению поперечных напряжений). Хилл [28] показал, что правило смеси дает нижние предельные значения свойств композитов в направлении

Таким образом, наличие упругих остаточных напряжений действительно является одной из причин формирования в текстурованных пластинах кремнистого железа магнитонеоднородной структуры, приводящей к так называемой межзеренной неоднородности. Причем величина остаточных напряжений находится в таком диапазоне (см. таблицу), что их влияние на магнитные свойства и потери на перемагничивание оказывается весьма существенным [3]. Так, согласно [3], потери на перемагничивание при изменении сжимающих напряжений вдоль прокатки от нуля до 200 кгс/см2 увеличиваются в 3 раза — от 0,46 до 1,39 Вт/кг.

Возникновение усталостных трещин в образцах различных размеров происходило на самой ранней стадии нагружения. При этом наблюдалась тенденция к уменьшению относительной долговечности до образования трещины с увеличением размеров образца. Вместе с тем, несмотря на равенство критических (максимальных) напряжений, при которых возможно еще существование нераспространяющихся усталостных трещин для образцов различных размеров, предельный размер этих трещин для крупных образцов был существенно меньше, чем для мелких (см. табл. 8). Полученные результаты еще раз говорят о том, что основным параметром, определяющим пределы области существования нераспространяющихся усталостных трещин в образцах различных размеров, является градиент напряжений. Действительно, для образцов различной ширины изменение градиента напряжений оказывается практически незаметным: от 4,189 мм-1 для образцов шириной 50 мм до 4,247 мм-1 для образцов шириной 200 мм. Таким образом, можно утверждать, что одинаковый диапазон напряжений, в котором в данном случае существовали нераспространяющиеся усталостные трещины в образцах различных размеров, является следствием

Теоретические значения хорошо совпадают с экспериментальными, подтверждая приемлемость полученного теоретического решения. Отметим, что для испытанных сталей среднее экспериментально найденное пороговое значение амплитуды; коэффициента интенсивности составляет А/(0 = 6,28 МН/м3/2 при разбросе значений ±0,9 МН/м3/2. Если в формулу (50) подставить значения р* = 0,020 мкм (вместо р* = 0,025 мкм), получим для сталей более близкое соответствие экспериментальных, и теоретических пороговых значений амплитуды коэффициента интенсивности напряжений. Действительно, в этом случае при: ас = ?У10 теоретическое решение по формуле (50) дает АКо = = 6,50 МН/м3/2.

. В некоторых случаях нам понадобится рассматривать треугольный призматический элемент с основанием в виде прямоугольного треугольника. Такую призму будем отрезать от описанного выше прямоугольного параллелепипеда сечением, перпендикулярным плоскости Оху (рис. 5.7, в, г). Составляющая tv располагается в плоскости Оху вследствие закона парности касательных напряжений. Действительно, фасадная грань — главная площадка, в ней отсутствует касательная составляющая напряжения, в том числе и пер-

Начиная с нижнего конца кривой v — К (см., например, рис. 42) скорость трещины растет с увеличением коэффициента интенсивности, вероятно, в соответствии с уравнением (8). В области / скорость роста трещины должна быть ограничена кинетикой реакций в вершине трещины, как это было отмечено ранее. Постоянно увеличиваясь, скорость может достичь предела, при котором источники разрушения находятся в вершине трещины. В этом случае стадией, ограничивающей скорость, должен быть процесс, связанный с диффузией паров воды либо из газа, заполняющего трещину, либо через оксидную пленку в вершине трещины. В любом случае следует ожидать, что скорость трещины сильно зависит от концентрации паров воды в объеме атмосферы и практически не зависит от приложенных в вершине трещины напряжений. Действительно, это наблюдается для области // на плато скорости (см. рис. 41 и 42).

Процесс нагревания толстой металлической стенки связан с появлением в металле термических напряжений. Действительно, внутренние слои металла, нагревшись быстрее других, стремятся расшириться, но вся остальная, непрогретая масса металла сдерживает их. Поэтому волокна внутреннего слоя металла в своем стремлении к расширению как бы взаимно сжимают друг друга, испытывая напряжения сжатия. Величина возникающих напряжений зависит от физических свойств металла и от имеющейся разности температур.