Напряжения определялись

Для поверхностной полуэллиптической трещины коэффициент интенсивности напряжения определяли из выражения [15]

—. Напряжения определяли по формулам

Упругие напряжения играют значительную роль в процессах перемагничивания кремнистого железа. В связи с этим определение величины и знака упругих остаточных напряжений I рода в текстурованных листах указанного материала является актуальной задачей. В работе [1] упругие остаточные напряжения определяли путем разрезания целых листов на квадраты сравнительно небольших размеров. Частичное снятие и перераспределение упругих напряжений фиксировали магни-тоупругими и тензометрическими датчиками. Установлено, что величина упругих остаточных напряжений после разрезки листов размерами 1500X750 мм на квадраты со стороной 150 мм уменьшилась в среднем на 50—90 кгс/ /см2.

Пример определения отдельных величин главных напряжений по этому методу рассмотрен на фиг. 8.4, 8.5 и 8.6. На первых двух фигурах воспроизведены полученные при прямом и наклонном просвечивании (под углом 35°) картины полос интерференции диска с четырьмя отверстиями, сжатого вдоль вертикального диаметра. Оптический эффект в диске пришлось для удобства просвечивания предварительно «заморозить». Для наклонного просвечивания диск был повернут. Напряжения определяли по уравнениям (8.17). На фиг. 8.6 приведены результаты для двух углов поворота диска. Они сравниваются с результатами, полученными измерением величины ez механическим компаратором. Результаты определения а2 этими тремя способами измерений очень хорошо согласуются друг с другом. Некоторое отклонение заметно для ov Площадь под кривой 02 уравновешивает нагрузку с погрешностью в пределах ±1,5%.

Распределение статических и динамических напряжений. Динамические напряжения определяли по пяти фотографиям картин полос, зарегистрированным с микровспышкой. Эти фотографии охватывали интервал времени, на протяжении которого фронт волны успевал пройти через отверстие и позади него устанавливалось довольно равномерное поле напряжений. Исследование заканчивалось до того, как к отверстию возвращался импульс, отраженный от нижнего края пластины.

Трубчатые образцы были испытаны с необработанными поверхностями, на которых в значительной степени были сохранены наружные и внутренние отложения. Напряжения в образцах рассчитывали по номинальным размерам. Фактическую толщину стенки определяли по мерным кольцам, примыкающим к концам трубчатого образца. Вследствие развившейся местной ползучести она заметно отличалась от номинальной (в данном случае задача испытания состояла в определении снижения ресурса длительной прочности трубы НРЧ, а не ее металла; поэтому напряжения определяли по номинальному диаметру и толщине труб).

Перед испытанием образцов для каждого типа соединений проводили оценку уровня остаточных напряжений методом разгрузки локальных участков металла шва и околошовной зоны. С этой целью на шве и в зоне термического влияния сварки устанавливали розетки тензорезисторов (с базой 1 мм). Выфрезерованные участки представляли собой квадрат со стороной 3—3,5 мм; глубина реза около 2 мм. Во всех образцах, изготовленных из стали 20 К, максимальный уровень остаточных напряжений был получен в околошовной зоне в срединной части (по ширине) пластины и достигал 0,5—0,7 стт. В образцах типа IV остаточные напряжения определяли вдоль радиуса круглой пластины.

Остаточные напряжения определяли по 17 ... 20 образцам с последующей статистической обработкой. Образцы вырезали из болтов с резьбой М10, изготовленных из титанового сплава ВТ9. Резьба на болтах накатывалась на станке,UPW — 12,5x70 на упоре с усилием в гидроцилиндре 98,1 кН при частоте вращения роликов п = 20 мин"1 в течение 1,2 с. Сначала на всех образцах резьба накатывалась в условиях незаполненного контура. Затем на части образцов проводили повторное накатывание резьбы в условиях заполненного контура (ролики сближали на 0,3 мм). На рис. 7.10 показаны кривые изменения осевых а2 и окружных (Те напряжений во впадинах резьбы. Сплошные линии соответствуют накатыванию с заполненным контуром роликов, штриховые — накатыванию с незаполненным контуром; а — толщина стравленного слоя. Видно, что осевые напряжения сжатия в резьбе болтов в последнем случае в 1,6 раза выше. Эти напряжения способствуют существенному повышению прочности соединений с резьбой, полученной в условиях незаполненного контура.

и в виде установившегося теплового потока с Af = 50; 80 и 160 °С, при котором напряжения определяли по формуле

В работе [6] описаны результаты комплексного исследования контактных напряжений, скольжений и деформированного состояния прикон-тактного слоя металла при прокатке алюминиевых и свинцовых образцов на стане 200. Контактные напряжения определяли с помощью универсального штифта. Для исследования перемещений на контактной поверхности применяли встроенные в валок упруго изгибающиеся тензометрические «иглы», касающиеся своим острием поверхности металла. Деформированное состояние приконтактного слоя изучали методом координатной сетки. В табл. 11 приведена серия опытов по прокатке

Анализ аварийных ситуаций, а также прогноз дальнейшего поведения обнаруженного частичного разрушения не будут полными без известного соответствия между характеристиками излома и разрушающими напряжениями. Для установления такого соответствия авиационные триплексы испытаны на прочность гидравлическим давлением. Разрушались наружные стекла ВВС толщиной около 4 мм. Напряжения определяли с помощью проволочных датчиков сопротивления.

В области ABC (рис. 42) напряжения определяли решением задачи Коши. Однако эта область охватывает лишь небольшую часть зоны стружкообразования и незначительный отрезок линии О/С. С тем чтобы определить напряжения вдоль всей линии О/С, дальнейшую расшифровку экспериментальных данных производили в предположении, что, начиная <с некоторого удаления от свободной границы, эта линия совпадает с линией скольжения. Экспериментальные данные свидетельствуют о том, что это предположение приемлемо.

Исследовались три характеристики напряженного состояния— средние мембранные напряжения (t±i -\- t33)/2, средние изгибные напряжения на поверхности пластины (?14 -(- t33)J2 и максимальные межслоевые касательные напряжения (1\г 4- ^з)1/1- Напряжения определялись для одного квадранта пластины в определенный момент времени после начального и нормализовались по отношению к максимальному давлению. Результаты были получены для различных моментов времени и углов армирования ж представлены в виде графиков, на которых нанесены линии

Применительно к зонам концентрации напряжений — отверстиям в крышках и днищах, галтелям в патрубках, опорных буртах и других узлах местные упругие напряжения определялись по имеющимся решениям соответствующих задач теории упругости через теоретические коэффициенты концентрации и номинальные напряжения. Задача конструирования зон концентрации сводилась к тому, чтобы местные напряжения в них также оставались в пределах упругости.

Примечай ие. Остаточные напряжения определялись путём замера деформации на продольно разрезанных образцах размером 50 х 75 X X 300 мм.

Проведенные нами исследования на работающих фундаментах ставили целью ответить на поставленные выше вопросы. Для исследований было выбрано четыре турбогенератора мощностью 25; 50; 100 и 150 тыс. кет. Напряжения определялись в арматуре фундаментов. Места фундамента, где измерялись деформации, выбирали по следующим соображениям. Точки, в которых наклеиваются тензодатчики, должны быть наиболее характерными для определяемого вида напряжений. До минимума должно быть сведено воздействие на датчики тем-

Сравнение проводилось по приведенным напряжениям. В трубе без ослаблений напряжения определялись как

Наибольшие касательные напряжения определялись по формуле

Применяемые в теплоэнергетике корпусные конструкции представляют собой, как правило, сложные пространственные оболо-чечные конструкции со стенками переменной толщины, с участками сопряжений оболочек разной формы, мощными фланцами горизонтального и вертикального разъема, патрубками, приливами и другими геометрическими особенностями (см. рис. 3.7). Основными факторами, определяющими напряженно-деформированное состояние в процессе эксплуатации таких корпусов, являются переменные температуры и внутреннее давление, воздействующие на фоне весьма высоких температур (до 540° С). Обычно в принятых расчетных методиках корпусные детали турбин рассматриваются как составные осесимметричные оболочки переменной толщины, находящиеся в температурном поле, меняющемся вдоль оси и по радиусу оболочки. С применением таких расчетных методов был проведен анализ температурных напряжений в корпусах стопорных и регулирующих клапанов, а также ЦВД и ЦСД турбин типа К-200-130 [2]. Напряжения определялись по температурным полям, полученным термометриро-ванием корпусов при эксплуатации турбины. Полученные результаты дали общую картину термонапряженного состояния этих корпусов. Они показали, что максимальные напряжения в корпусе стопорного клапана имеют место в подфланцевой зоне, а в корпусах регулирующих клапанов — в месте их приварки .к цилиндру и что наиболее термонапряженной зоной корпуса ЦВД является внутренняя поверхность стенки в зоне регулирующей ступени. Однако отсутствие учета влияния фланцев и других особенностей конструкции в этих расчетах приводит к тому, что полученные результаты не всегда, даже качественно, могут характеризовать термонапряженное состояние корпусов. В связи с этим предлагаются упрощенные методики учета влияния фланцев, в частности основанные на уравнениях для напряженного состояния при плоской деформации; влияние фланца горизонтального разъема ЦВД часто оценивают по теории стержней. Для оценки кольцевых напряжений решается плоская задача при форме контура, соответствующей форме поперечного сечения. При этом рассматри-

Описанная методика опробована на задаче, решаемой аналитически. Температурные напряжения определялись в балке прямоугольного сечения со сложным, хотя и одномерным, законом распределения температуры в поперечном сечении

М = (^(i/oHT^/)]2. При исследовании номинальные напряжения определялись на трех моделях: роторе (без трещин), цилиндре конечной длины и бесконечном цилиндре. Последняя модель является предельным упрощением исходного тела. Чем проще модель, тем легче инженеру определить с ее помощью номинальные напряжения он, но тем сложнее решить проблему инвариантности параметров а„, М и др.

Остаточные напряжения определялись в сварных плоских плитах размером 700 X 500 X 55 мм, из которых затем изготовлялись усталостные образцы. Часть замеров была проведена на образцах размером 200 X 500 х 55 мм, отрезанных от больших плит.

Остаточные напряжения в однородных и разнородных сварных соединениях в связи с термообработкой. Рассмотрим сварное соединение стали ОХ12НДЛ, выполненное ручной сваркой электродом УОНИ 10X13 с подогревом плит размером 700 X 500 X X 55 мм до 350° С, остаточные напряжения определялись в семи точках: после сварки плит без термообработки; после немедленного отпуска при 670° С в течение 6 ч (после сварки); после остывания после сварки и затем после отпуска при 670° С в течение 6 ч.