Обобщенную диаграмму

Теоретически вероятность появления малых течей связана с характерной для рассмотренного случая трещино-образной формой течей. Согласно расчетам, проведенным при моделировании трещинообразной течи прямым каналом вытянутого прямоугольного сечения, характерный размер (раскрытие трещины) для течей КГ11 ... 10~12 м3 Па/с приближается к нормальным межмолекулярным расстояниям в кристаллической решетке металлов (см. табл. 2). Совсем другие результаты получаются для порообразных течей с каналами круглого сечения (прямой цилиндрический канал с длиной, равной толщине оболочки). Практически они могут быть сколь угодно малыми. Данные табл. 2 получены на основании расчета по обобщенному уравнению Кнудсена [1] и позволяют получить представление о связи между величинами течей В и их характерными размерами. Расчет проводился для трещинообразных и порообразных каналов различных характерных размеров радиуса сечения г или раскрытия трещины 6. Принималось, что длина канала / и протяженность h трещины в ее поперечном сечении много больше гиб.

30. РАСЧЕТ ПО МЕТОДУ КОФФИНА — МЭНСОНА И ОБОБЩЕННОМУ УРАВНЕНИЮ (5.52)

30. Расчет по методу Коффина—Мэнсона и обобщенному уравнению (5.52) . ...............178

Во всех случаях полученная зависимость \og(da/dN) от log А/С была почти линейной и типичной для этих испытаний. Поскольку имеет место линейная зависимость, то значения СРТУ рассчитывали по обобщенному уравнению Париса [14], в соответствии с которым СРТУ выражается как da/dN =С0&Кп, где da/dN — скорость роста трещины усталости; С0 — постоянная, определяемая графически по зависимости log (da/dN)—log А/С и равная значению dafdN при А/С=0,31 МПа-м]/3; п — тангенс угла наклона графика зависимости \og(da/dN)—log АД" к оси log А/С; А/С — размах коэффициента интенсивности напряжений.

Выбор в качестве точки разложения момента измерения и принятие линейной зависимости между коэффициентами разложения приводит к обобщенному уравнению связи напряжений и деформаций для линейной вязко-упругой среды [114, 178]

Функция тока ЧГ(дг, у) этого движения должна удовлетворять обобщенному уравнению Пуассона относительно функции тока ЧГ:

Деформационная трактовка условий разрушения получила подтверждение в работах (53, 54] на основании обобщения данных применительно к изотермической [53, 72, 131] и неизотермической [29, •80, 94, 109] малоцикловой усталости. Анализ базировался на линейной гипотезе суммирования повреждений от усталости и ползучести. Существенно, что характеристика Nf при отсутствии длительного статического повреждения определяется не по исходной кривой малоцикловой усталости, а по обобщенному уравнению

Теоретически вероятность появления малых течей связана с характерной для рассмотренного случая тре-щинообразной формой течей. Согласно расчетам, проведенным при моделировании трещинообразной течи прямым каналом вытянутого прямоугольного сечения, характерный размер (раскрытие трещины) для течей 10"" ... 10~12 м3 • Па/с приближается к нормальным межмолекулярным расстояниям в кристаллической решетке металлов (см. табл. 2). Совсем другие результаты получаются для порообразных течей с каналами круглого сечения (прямой цилиндрический канал с длиной, равной толщине оболочки). Практически они могут быть сколь угодно малыми. Данные табл. 2 получены на основании расчета по обобщенному уравнению Кнудсена и позволяют получить представление о связи между величинами течей В и их характерными размерами. Расчет проводился для тре-щинообразных и порообразных каналов различных характерных размеров радиуса сечения г или раскрытия трещины 8. Принималось, что длина канала / и протяженность h трещины в ее поперечном сечении много больше г и 5.

/ — по уравнению Муни для жестких сферических частиц в эластичной матрице (v, = = 0,5; Фт = 0,71); 2 — по обобщенному уравнению (7.12)(Фт = 0,64); 3 — по уравнению (7.10) для сферических частиц; 4 — по уравнению (7.11) для пен; 5 — по обобщенному уравнению (7.12) для пен (Фот = 0,64). Кривые 2 —5 рассчитаны при V1 — 0,35 и значительно большем модуле упругости одной фазы по сравнению с другой.

Дифференцируя первое уравнение и прибавляя к полученному второе, умноженное на #х cos 0/r, приходим с учетом (11.19) к разрешающему (первому) обобщенному уравнению Мейсснера

Разрешающая функция (гх) удовлетворяет (второму) обобщенному уравнению Мейсснера

Обобщенную диаграмму (см. рис. 58) можно использовать для установления возможного типа разрушения. В этом случае совпадение ожидаемого и фактического видов разрушения является подтверждением ответственности за разрушение циклических термических напряжений, из чего должны следовать меры по увеличению надежности конструкции.

иые зависимости отражают предельное состояние сталей бурильных труб с трещиной (минимальная прочность) при заданном уровне рабочих напряжений и критической величине усталостной трещины, существование которой можно допустить при условии дальнейшего наг-ружения ниже напряжения, при котором находится К\с • Определение с помощью феррозондового метода контроля начала нестабильного роста трещины и ее протяженности способствует усовершенствованию метода расчета на долговечность материала бурильных труб, работающих при циклических нагрузках, а также позволяет сопоставить указанные марки стали в сравнительном ряду по допускам с учетом циклической вязкости разрушения. Примененный нами феррозондовый метод контроля дает возможность построить обобщенную диаграмму усталости с составом линий одинаковой повреждаемости и определить циклическую вязкость разрушения, являющуюся допуском для безопасной работы материала бурильных труб с усталостной трещиной в зависимости от величины приложенного напряжения.

Рассматриваются результаты применения феррозондово-го метода контроля для оценки накопления усталостной повреждаемости металла стальных бурильных труб. Показано, что по характеру приращения амплитуды сигнала эдс второй гармоники с феррозондового преобразователя можно построить обобщенную диаграмму циклической повреждаемости. Определена циклическая вязкость разрушения, являющаяся допуском для безопасной работы образцов с усталостной трещиной, в зависимости от величины приложенного напряжения.

Используя соотношение (2.128) при расчете коэффициентов концентрации К&<^г), К^'{'г^ для fc-ro полуцикла нагружения вводят обобщенную диаграмму (изоциклическую и изохронную) деформирования для fc-ro полуцикла, например, в степенной форме S(fc) = = (е(*)у« (k.t.j) или ЛИнейной SW = 1 + GT(fc, т, Г)(ёШ - 1), где m(k, t, т) и GT (k, t, т) — характеристики упрочнения диаграммы циклического деформирования для fc-ro полуцикла. Тогда для fc-ro полу-цикла нагружения коэффициенты концентрации К Vе) и К(?) вычисляют по формулам (2.118) — (2.125), заменив в них показатель m и модуль Ст упрочнения соответственно характеристиками^ (k, t, т) и GT (k, t, т), а напряжения ан и деформации ё"н величинами ~ При этом напряжения и деформации в зоне концентрации

при отсутствии выдержки в полуциклах деформирования для определения циклической упругопластической деформации в полуциклах используем обобщенную диаграмму деформирования 5< > = f(e( ')> полученную при температурах t (*) и t (k+1' (см. рис. 4.42);

Если сопротивления упругопластическому деформированию применяемого конструкционного сплава при температурах t^) и ?(fc+1) окончания k -го и (k + 1)-го полуциклов неизотермического процесса деформирования различаются существенно (что характерно для сферического корпуса), обобщенную диаграмму циклического деформирования для этих полуциклов можно построить на основании диаграмм циклического деформирования, полученных в изотермических условиях при крайних температурах термического цикла. Такое преобразование выполняют при равенстве пластических деформаций в соответствующих изотермических полуциклах и в цикле с переменной температурой, т. е.

ся параметр е? ' . В диапазоне температур 400 — 600 ° С параметры изо-циклических диаграмм деформирования несущественно зависят от температуры, поэтому при определении полей циклических деформаций обо-лочечных конструкций изменением этих характеристик в указанном диапазоне температур можно пренебречь и использовать единую изоцикли-ческую обобщенную диаграмму деформирования.

Считая, что при упругопластическом деформировании временные процессы не влияют на обобщенную диаграмму деформирования, накопление деформаций за цикл на этапе выдержки для оболочечных цилиндрических корпусных элементов типа II можно оценить по схеме на рис. 4.43.

При совмещении на одном графике экспериментальные кривые, соответствующие различным значениям Ае, образуют обобщенную диаграмму с максимальным разбросом по напряжениям ±8% при обработке экспериментальных данных по теории максимальных касательных напряжений и ±5% при использовании критерия Сен-Венана, откорректированного с учетом параметра ц [уравнение (36)].

Полный обзор по системе Н—Na на основании 56 источников, начиная с 1811 г. и включая обобщенную диаграмму состояния (рис. 449), сделан в работе [1]. Диаграмма состояния системы Н—Na характеризуется образованием гидрида эквиатомного состава NaH, давление диссоциации которого, по данным работы [2], представляется зависимостью

шения размеров приемника и отражателя и от расстояния от приемника до отражателя. Возмущающее действие помехи в свою очередь зависит от отношения размеров излучателя и отражателя и от расстояния от излучателя до отражателя. По этим причинам невозможно построить обобщенную диаграмму для тени от отражателя, аналогичную AVG-диаграмме для отражения.