Напряжение снижается

(4.67) где А, - постоянная, а критическое напряжение разрушения как

Рис. 47.5. Ситуация в окрестности вершины трещины к моменту локального разрушения; а) нормальное напряжение, интенсивность пластических деформаций сдвига и эффективное критическое локальное растягивающее напряжение разрушения; б) критическая локальная концентрация Сст и действительная концентрация водорода С.

1 — сжатие; ! — растяжение; 3 — напряжение разрушения (е = 2,8 Х10~* е—').

Повышение напряжения трения решетки матрицы <тп (рис. 1.2) приводит к некоторому росту предела текучести при снижении температуры вязкохрупкого перехода, но одновременно весьма сильно' уменьшается критическое напряжение разрушения и возникает ре-альная опасность хрупкого разрушения. Нам кажется, что это явле^-ние тесно связано с хладноломкостью стали. Следовательно, увеличение напряжения Пайерлса — Наббарро для упрочнения объема пока неэффективно, модель требует дальнейших глубоких исследований. Вместе с тем рост напряжения трения решетки при усилений доли ковалентности в межатомной связи может оказаться весьма благоприятным в случае применения покрытий интерметаллидного^ карбидного или нитридного типов.

Содержание ' Напряжение разрушения Потеря прочности, %

Ртуть. Коррозионное растрескивание ртути при 20°С, по-видимому, связано с эффектом Ребиндера. Ртуть резко понижает практически у всех титановых сплавов критический коэффициент интенсивности напряжения. Смачивая поверхность титановых сплавов, ртуть сосредоточивается в щелях и в имеющихся концентраторах напряжения или трещинах и сильно понижает номинальное напряжение разрушения. Поэтому при наличии контакта деталей из титана с ртутью рабочие напряжения в них должны быть резко ограничены (до 0,1 аа _2), а различные концентрации напря-. жени я исключены или снижены за счет большого радиуса скругления.

Так, если случайная величина X > 0 характеризует напряжение разрушения или время до разрушения, то

2. При нагреве без приложения давления химическое взаимодействие существенно снижает напряжение разрушения волокна.

Напряжения разрушения от скола в зависимости от величины, обратной корню квадратному из расстояния между частицами [47]; af — напряжение разрушения от скола.

Предшествующие объяснения роли дисперсии частиц при разрушении от скола дают интересную логическую связь наблюдаемых явлений. Считая, что малое расстояние между частицами и малый размер частиц минимизируют местные концентрации напряжений и размер зарождающихся трещин, авторы работ [45, 79] предположили, что обычно используемая связь между пределом текучести и прочностью при хрупком разрушении не обязательно применима при дисперсии частиц очень малого размера или для весьма мелкозернистых структур, так как и напряжение текучести, и напряжение разрушения такого сплава могут увеличиваться одно-

В слабо связанном пучке повреждения будут накапливаться почти случайным образом с малой корреляцией, в то время как в сильно связанной при помощи матрицы системе композита разрушения элементов будут коррелированными и стремящимися к развитию в направлении, перпендикулярном элементам. Во втором случае процесс будет развиваться от нескольких слабых областей путем трещинообразования, и окончательная неустойчивость будет неустойчивостью гриффитсовского типа, для которой можно ожидать, что произведение квадратного корня из числа соседних разрушенных элементов на напряжение разрушения композита равно постоянной величине.

Как видно, увеличение толщины стенок втулки помогает мало; напряжение снижается только на 6% и по-прежнему превышает предел текучести материала. Не решает дела и уменьшение толщины стенок ступицы. Пусть аг = 0,85 (d2 ~ 47 мм). По диаграмме для Oi = 0,87 находим 00i = 0,4f, откуда CTJ. = 42 • 0,41 = 17,2 кгс/мм2.

Модель для описания распределения напряжений в коротком волокне в условиях ползучести была предложена в [28] и приведена на рис. 32. В начале испытания на ползучесть, в момент приложения нагрузки, распределение напряжений в волокне схематически представлено кривой а. Линейная зависимость напряжения в волокне от расстояния, вероятно, есть хорошее первое приближение. В процессе испытания на ползучесть сдвиговое напряжение т в матрице вблизи волокна, передающее растягивающее напряжение, снижается за счет релаксации напряжений в матрице. При этом происходит и ползучесть матрицы. Наименьшее значение т в матрице вблизи волокна, которое может поддерживать в нем нагрузку, близко к распределению напряжений, схематически представленному на рис. 32 (кривая б). Уменьшение т при испытании на ползучесть приводит к тому, что распределение напряжений а заменяется распределением б, проходя через промежуточную стадию типа а'. Условие приложения к композиту постоянной нагрузки для всех трех распределений напряжений записывается в виде

Анодные заземлители длиной 100 м и более вызывают в общем случае появление вытянутой воронки напряжений. На рис. 10.4 и 10.5 показано, что на расстоянии около 100 м от анодных заземлителей сохраняется еще 7—10 % анодного напряжения по отношению к далекой земле. Только на удалении 1 км это напряжение снижается до 1 %.

На фронте волны для материала с линейным упрочнением напряжение снижается по закону

Тепловая усадка является причиной потери уплотнительными узлами герметичности при низких темп-pax (см. Уплотни-телъные свойства резин). Потеря уплот-нительных св-в происходит вследствие затвердевания резины при низкой темп-ре и резкого различия коэфф. расширения металла и резины. Коэффициенты линейного расширения резин в застеклованном состоянии в неск. раз больше,чем у стали, вследствие этого усадка резины происходит значительно быстрее. В результате в местах уплотнения контактное напряжение снижается, что приводит к полной потере герметичности.

которой выходное напряжение снижается до 1/J/1Tот своего асимптотического значения, определяется по формуле

Как видно, увеличение толщины стенок втулки помогает мало; напряжение снижается Только на 6% и до-прежнему превышает предел текучести материала. Не решает дела и уменьшение толщины стенок ступицы. Пусть я2 ~ 0,85 (<12 ~ 47 мм). По диаграмме для d = 0,87 находим trot = 0,41, откуда ст2 = 42-0.41 = 17.2 кгс/мм2.

С увеличением активной нагрузки до 5 тыс. кет отмечается рост суммарного напряжения до 45 кГ/см2 в точке / и до 20 кГ/см2 — в точке 2. С дальнейшим увеличением активной нагрузки (напряжение снижается и достигает в точке / величины 33 кГ/см2, в точке 2 напряжение равно 27 кГ/см2 и в точке 4 — равно 5 кГ/см2. Таким образом, отмечается общий характер снижения напряжений с увеличением активной нагрузки.

Расчетная температура стенки труб пароперегревателей с номинальной температурой пара 440° С принимается близкой к 500° С [Л. 77] с учетом возможного увеличения ее у части труб вследствие большой неравномерности нагрева змеевиков, что может привести к их повреждению. Номинальное допускаемое напряжение для стали 15ХМ при температуре стенки 420° С принимается равным 13,5 кГ/мм2, а при 500° С 10,3 кГ/мм2; при увеличении температуры стенки до 530° С допускаемое напряжение снижается до 6,9 кГ/мм2 [Л. 12]. Значительно больше снижается допускаемое напряжение при нагреве углеродистой стали, например для стали 20 оно при 420° С принимается равным 8,6, а при 500° С —3,4 кГ/мм2.

Таким образом, при ~ =0,75 напряжение снижается вдвое

Особенности запирания транзистора VT3 заключаются в том, что запирающее напряжение, прикладываемое к входу транзистора VT3 через резистор R9, будет равно разности напряжений на диоде VD3 и резисторе R9. Ясно, что снижение запирающего напряжения из-за наличия падения напряжения на R9 нежелательно. Однако это падение напряжения мало, так как при запертых транзисторах VT2 и VT3 ток, протекающий по R9, чрезвычайно мал и запирающее напряжение снижается незначительно.