Напряжений возникших

Для нахождения дисперсий инерционных нагрузок, а затем по ним дисперсий изгибающих моментов и напряжений воспользуемся обычным представлением [27]

Для вычисления максимальных касательных напряжений воспользуемся формулой

Для определения суммарных напряжений воспользуемся принципом независимости действия сил и результирующее напряжение найдем как алгебраическую сумму напряжений от растяжения и изгиба.

Для отыскания остальных напряжений воспользуемся дифференциальными уравнениями равновесия (2.78). Если пренебречь действием массовых сил, то первое уравнение системы (2.78) запишется в виде:

Для определения концентрации напряжений воспользуемся диаграммой (рис. 279), изображающей эффективный коэффициент концентрации напряжений /сэ для призматического стержня из прочной стали по осредненным данным ряда авторов в зависимости от Рь = г/Ь.

После того как установлены приближенные аппроксимации напряжений (4.192) и (4.194), перемещений (4.197) и соответствующих этим перемещениям деформаций (4.198) и (4.199), приступим к получению интегральных соотношений вариационного принципа (4.184). Сначала получим интегральные соотношения упругости. Для этого в силу независимого варьирования напряжений воспользуемся первой частью вариационного условия (4.184) и потребуем,

состояния pv и Р" (индексы i и k опустим для краткости и не будем конкретизировать, о каком типе волн идет речь) и покажем, что они могут заметно отличаться, а потому замена одного коэффициента другим может привести к ошибкам в определении напряжений. Воспользуемся известным соотношением между групповой и фазовой скоростями:

Для расчета коэффициента интенсивности напряжений воспользуемся формулой податливости:

После того как установлены приближенные аппроксимации напряжений (4.192) и (4.194), перемещений (4.197) и соответствующих этим перемещениям деформаций (4.198) и (4.199), приступим к получению интегральных соотношений вариационного принципа (4.184). Сначала получим интегральные соотношения упругости. Для этого в силу независимого варьирования напряжений воспользуемся первой частью вариационного условия (4.184) и потребуем,

Для расчета максимальных напряжений воспользуемся формулой (4.1). Найдем максимальный момент применительно к распределению (4.20) Мшах== у" 13, 5 1000 + 680 = 4350 Н-м. Применив преобразование (4.4), найдем srnax — ks т/Л4шах = 27,6 т/ 4350 = 1800 МПа. У рассматриваемого автомобиля карданный вал имеет наклон в горизонтальной плоскости, поэтому примем YB = const. По формуле (4.29) получим

Для поперечных касательных напряжений воспользуемся независимой аппроксимацией (касательные нагрузки, действующие на граничных поверхностях оболочки, опускаем)

Для поперечных касательных напряжений воспользуемся независимой аппроксимацией (2.9), обобщив ее на случай учета внешних касательных нагрузок pf, действующих на несущих поверхностях оболочки z = 0 и z = А:

При быстром охлаждении высокохромистых ферритных сталей (5=17% Сг и 50,025% С) с высоких (1000—1100° С) температур у них появляется склонность к межкристаллитной коррозии, обусловленная как доказал И. А. Левин, начинающимся при охлаждении выделением карбидов хрома по границам зерен с соответствующим обеднением твердого раствора хромом. Протекающая в ряде агрессивных сред t °c (H2SO4 + CuSO4; H3PO4 + CuSO4) меж- ' кристаллитная- коррозия этих сталей является следствием резкого снижения анодной поляризации границ зерен и сопровождается переходом в раствор только железа. Склонность высокохромистых ста- 1200 лей к межкристаллитной коррозии можно ликвидировать повторным (после охлаж- /000 дения с высоких температур) нагревом до 600—800°С, который приводит к завершению выпадения и коагуляции карбидов, к обогащению границ зерен хромом в результате его диффузии и к снятию больших внутренних напряжений, возникших в процессе быстрого выделения карбидов из твердого раствора. Средством борьбы с межкристаллитной коррозией стали марки Х17 является также легирование ее титаном, связывающим углерод

Если станина имеет закаленные.направляющие, то процессы деформации вызываются также структурными превращениями в закаленном слое и релаксацией остаточных напряжений, возникших при закалке. Закаленные поверхности становятся вогнутыми, причем основная часть деформации (70—80%) происходит в первые 2—3 месяца.

Возникновению излома ЗР способствует наличие на поверхности детали (образца) хрупкого слоя, образовавшегося в результате насыщения газами или другими элементами (наводо-роживание, науглероживание сталей, титановых сплавов и т.д.) или чрезмерного наклепа. Часто решающим фактором является действие внутренних растягивающих напряжений, возникших при сварке, закалке, механической обработке и пр. Возникновению замедленного разрушения способствуют факторы, увеличивающие концентрацию напряжений: риски от механической обработки, дефекты поверхности, недостаточные радиусы в гал-тельных переходах и т. п.

Исследования проводились на плоских образцах из никеля, стали Ст. 3 и стали 45 при растяжении в испытательной машине. Частота намагничивающего тока была 1 кГц, а частота вращения магнитопровода — 35 Гц. Все образцы перед измерениями подвергались соответствующему отжигу для снятия внутренних напряжений, возникших в процессе изготовления.

напряжений в стали У8А после лазерной обработки существенно не отличается от распределения их в поверхностном слое стали 45 и имеет некоторые особенности в нижележащих слоях. В глубине упрочненного слоя растягивающие напряжения в стали У8А несколько превышают по величине макронапряжения в стали 45. Это вполне закономерно, так как закалочные напряжения тем больше, чем выше содержание углерода в стали. Кроме этого, на кривой напряжений, возникших в закаленной стали после обработки лучом лазера, при глубине, соответствующей примерно месту нахождения зоны отпуска ранее закаленного основного материала, наблюдаются закономерные острые максимумы. Такое явление, очевидно, связано с тем, что при лазерном облучении закаленных сталей между так называемым белым слоем и структурой исходной закаленной стали располагается зона скоростного отпуска, имеющая трооститную структуру. Структурные превращения такого характера связаны с уменьшением объемов. А так как зона отпуска имеет довольно малый размер, то напряжения принимают максимальные значения, что является нежелательным явлением, так как в этих местах возможна релаксация напряжений I рода в результате появления трещин.

вение и развитие усталостных трещин в области существования нераспространяющихся трещин были проведены X. Ниситани на образцах из отожженной (890 °С, 1 ч) среднеуглеродистой стали со следующими химическим составом (%) и механическими свойствами: 0,23 С; 0,31 Si; 0,37 Мп; 0,011 Р; 0,021 S; 0,13 Си; св=479 МПа; ат = 285 МПа; гз = 61,6%. Испытывали образцы диаметром 5 и 10 мм гладкие и с концентраторами напряжений различной интенсивности (различными радиусами при вершине надреза от оо до 0,05 мм). Размеры образцов, а также соответствующие им теоретические коэффициенты концентрации напряжений приведены в табл. 6. Испытания на усталость проводили при изгибе с вращением. Частота циклов нагружения 2500 1/мин, база испытаний 107 циклов. Часть образцов испытывали в состоянии после чистовой токарной обработки, другую часть подвергали дополнительному отжигу в вакууме при 600 °С в течение 1 ч (для снятия остаточных напряжений, возникших при механической обработке) и электрополированию со снятием поверхностного слоя толщиной около 10 мкм.

Для релаксации остаточных напряжений в ряде случаев рекомендуется отжиг изделий в нейтральной среде. Механизм релаксации остаточных напряжений, возникших при резании в поверхностном слое, имеет двоякую природу: остаточные напряжения могут релаксировать при нагреве за счет повыш. диффузионной подвижности атомов в поверхностном слое (что требует сравнительно низкой темп-ры от-

ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА БЕРИЛЛИЯ. Для снятия внутренних напряжений, возникших при обработке давлением и резанием, производится отжиг в интервале 450—760°. Во избежание окисления отжиг выше 650° рекомендуется проводить в вакууме или в атмосфере инертного газа.

ТИТАНОВЫЕ СПЛАВЫ ДЕФОРМИРУЕМЫЕ СВАРИВАЕМЫЕ — сплавы, хорошо сваривающиеся аргонодуговой и др. видами сварки, причем прочность и пластичность сварного соединения близки к этим свойствам основного металла. Термич. обработка после сварки, как правило, не требуется, производится лишь отжиг для снятия напряжений, возникших в процессе сварки. К Т. с. д, с. относятся сплавы ВТ1-00, ВТ1-0, ВТ1-1, ВТ1-2, ОТ4-1, ОТ4, ВТ4, ВТ5, ВТ5-1, ВТ6С, ВТ6, ОТ4-2, АТ-3. АТ-4. Это однофазные сплавы на основе а-структуры (ВТ1-00, ВТ1-0, ВТ1-1,

Для снятия внутренних напряжений, возникших при механической обработке, листовой штамповке, сварке и др. видах обработки, детали подвергают отжигу в течение 30—60 мин. при следующих темп-рах: 465° (сплавы ВТ1-00, ВТ1-0, ВТ1-1,

Для гильз цилиндров автомобилей, стаканов насосов, плунжеров и аналогичных деталей применяется азотируемый низколегированный серый чугун состава: 2,8—3,0%С; 2,3—2,6% Si; 0,6—1,0% Мп; 0,8-1,3% А1; 0,8-1,2% Сг; 0,15-0,3% Мо. Заготовки из этого чугуна отливают центробежно в кокиль, нагретый до 350—• 450° и окрашенный огнеупорной краской. Отлитые заготовки подвергают нормализации при 930—950° и отпуску при 700—720°, а затем предварит, механич. обработке. Для снятия напряжений, возникших при предварит, механич. обработке, заготовки отжигают при 580—625°, после чего их азотируют при 520—530° в течение 80 час. Толщина азотированного слоя = 0,1 — 0,15 мм, твердость 500—700 HV при нагрузке 5 кг.