Объемного напряженного

Недостаточно обоснован применяемый метод обработки с помощью среднелогарифмической разности температур, составленной из разности температур между материалом и теплоносителем на внешней и внутренней проницаемых поверхностях образцов. При этом в расчете объемного коэффициента теплоотдачи вносится большая погрешность вследствие невозможности точного измерения температуры теплоносителя на входе и выходе из пористой матрицы.

Еще большая ошибка в последнем методе допускается, когда при расчете среднелогарифмической разности температур вместо температуры теплоносителя на входе в пористый материал используется его начальная температура. Вследствие резкого повышения температуры потока в очень тонком слое охладителя у входа в пористую структуру эта ошибка в действительности может иметь место даже тогда, когда измеряют температуру теплоносителя вблизи входа в пористую стенку. В результате теплоноситель получает теплоту до входа в образец, что приводит к значительному завышению объемного внутрипорового коэффициента теплоотдачи hv. При этом величина предварительного подогрева зависит от условий эксперимента, например, от расхода теплоносителя,и очень резко — от толщины образца. Для тонких пористых пластин толщиной около 1 мм с объемным тепловыделением предварительный подогрев может составить до 0,9 всего нагрева охладителя, быстро уменьшаясь с увеличением его расхода. Если учесть, что основная часть приведенных в табл. 2.4 результатов получена для образцов толщиной менее 5 мм, то можно ожидать, что именно этот эффект и является основной причиной зависимости объемного коэффициента внутрипорового теплообмена от толщины образца в тех случаях, когда его толщина 5 включена в явном виде в критериальное уравнение теплообмена. В то же время при использовании расчетно-экспериментального метода обработки данных для широкого диапазона толщин образцов в специально поставленных экспериментах не обнаружена зависимость коэффициента объемного теплообмена от толщины образца [ 11]:

Охлаждение пористой стенки, протекающее при локальном равенстве температур матрицы и охладителя (см. рис. 6.19,а), характеризуется бесконечно большими значениями объемного коэффициента теплоотдачи внутри пор, т. е. hv -> °°.

При значениях q/'б > 108 Вт/м3 необходимо учитывать конечность значений объемного коэффициента hv. В этом случае теплосъем внутри пористой стенки характеризуется отличием температуры матрицы и протекающего охладителя T>t. Однако в условиях конвективного нагрева на выходе из пористой стенки выполняется равенство Тг = /2 (см. рис. 6.19,6). С учетом изложенного выше уравнение теплового баланса для пористой стенки, подверженной конвективному нагреву, запишется в виде

Особый случай сварки металлов в активных газах — автогенная сварка, в которой источником теплоты является ядро пламени горелки, а сварка происходит в атмосфере продуктов сгорания ацетилена в кислороде. В качестве горючих газов используются также смеси различных газообразных или жидких углеводородов. В п. 8.7 были рассмотрены основные характеристики пламени: температуры самовоспламенения и предельные составы газовых смесей, температуры пламени, а также было введено понятие объемного коэффициента Р:

На основе анализа изменения объемного коэффициента концентрации напряжений в зависимости от расстояния между порами и их диаметра была предложена формула для оценки поправочной функции:

6. По найденному значению определяющей температуры выписать из табл. 4, помещенной в Приложении 1-, теплофизиче-ские параметры (К, v, Рг) и подсчитать значение объемного коэффициента расширения (3= 1/(^т+273).

откуда легко определяется величина объемного коэффициента

Следует иметь в виду, что с уменьшением показателя политропы расширения т несколько снижается затрата внешней работы в компрессоре благодаря увеличению работы, получаемой за счет расширения рабочего тела, заключенного во вредном пространстве. Однако при этом одновременно падает объемная производительность компрессора из-за снижения объемного коэффициента. Анализ формулы (3.34) показывает, что при определенном размере вредного пространства отношение давлений в одной ступени ограничено условием обеспечения объемного коэффициента ?vc>0 или, что то же самое, (l-r-l/a)m>p2//7i.

Сравнение схем армирования с прямыми и криволинейными волокнами, согласно таблице, показывает, что повышение значения объемного коэффициента армирования у материалов с искривленными волокнами позволяет управлять упругими свойствами пространственно-армированного композиционного материала во всех направлениях. Такое управление в случае пространственного армирования одними прямолинейными волокнами ограничивается резким снижением общего объема арматуры в материале, соответствующим понижением его упругих констант и предела сопротивления при нагружении.

сматривается композиционный материал 4D с плотной упаковкой прямолинейных волокон. Направления во-локон параллельны направлениям высот тетраэдров, вершины которых совпадают с диаметральными вершинами куба (см. рис. 1.6). При такой схеме косоугольного пространственного армирования обеспечивается одинаковый угол между любой парой волокон из разных семейств. Этот угол в силу очевидного соотношения cos 0 = 1/3 6 «70° 30'. Геометрическая задача для пространственно-армированного в четырех направлениях композиционного материала с плотной упаковкой волокон состоит в установлении схемы расположения волокон одного семейства и определении объемного коэффициента армирования.

Наличие диффузионных прослоек влияет на работоспособность сварных соединений. Вероятность разрушений по зоне сплавления свазана с появлением в этой зоне объемного напряженного состояния и увеличением хрупкости пограничных участков шва. Кроме этого, может произойти разрушение по металлу обезуглерожспной прослойки со стороны менее легированной стали ввиду его меньшей прочности при воздействии коррозионной среды и напряжений, а также коррозионное растрескивание по обезуглероженной прослойке.

ние ау(х), видимо, отличается от такового, полученного методом линий скольжения. В непосредственной области кончика трещины должно реализоваться объемное напряженное состояние, повышающее сопротивление деформированию. Иначе трудно объяснить явление докритического роста трещины. Таким образом, если при растяжении модели с односторонним надрезом усилие достигает Р = Ркр, то можно говорить о реализации чисто вязкого разрушения. Несколько иная картина наблюдается при растяжении моделей с двусторонним надрезом (трещиной). В этом случае деформация металла в области надрезов происходит в стесненных условиях, что сопровождается возникновением объемного напряженного состояния и ростом сопротивления деформированию. Коэффициент упрочнения металла из-за двустороннего глубокого надреза при плоской деформации Кун равен [1]:

Таким образом, в зависимости от степени развития пластической зоны перед концом трещины различают две экспериментальные характеристики материала, определяемые при квазихрупком разрушении: Кс (или GC) для плоского напряженного состояния и KIC (или GIC) для объемного напряженного состояния при плоской деформации.

В общем случае объемного напряженного состояния для материалов с различными пределами прочности при растяжении и сжатии (ъ = аъ/вьс, чугун t> = 0,22 ... 0,3, закаленная сталь и = 0,5...0,75), когда все главные напряжения не равны нулю (а1>аг>огз)

В случае объемного напряженного состояния напряжения по наклонным площадкам, не параллельным ни одному из главных напряжений, определяются по следующим формулам:

Установим зависимость между относительными деформациями и напряжениями в случае объемного напряженного состояния.

Как уже отмечалось, вследствие упругой деформации в теле накапливается потенциальная энергия деформации. Удельная потенциальная энергия в случае осевого растяжения или сжатия определяется по формуле (9.6). Для объемного напряженного состояния эта энергия

Расчет проводит на растяжение, обычно принимая :>а опасное, сечение по внутреннему диаметру
Наиболее удобно и просто воспроизводить термодеформационный цикл закручиванием тонкостенного цилиндрического трубчатого образца, так как в этом случае дилатометрические эффекты в металле образца не будут влиять на угол закручивания. Для определения закона изменения эквивалентного компонентам деформаций в свариваемом объекте угла закручивания трубчатого образца в общем случае объемного напряженного состояния ех,..., yzx используется математический аппарат теории неизотермического пластического течения. Приращение полной угловой деформации тонкостенного образца на шаге деформирр-

принимая в середине толщины максимальные значения порядка предела текучести свариваемого металла <тт. Напряжения а,— растягивающие — на поверхности равны нулю и возрастают к середине толщины. Напряжения ау на поверхности сварных соединений сжимающие, а в глубине швов — растягивающие, достигая при этом значений, близких к пределу текучести металла. С ростом толщины свариваемого металла следует ожидать возрастаний значений компонентов остаточных напряжений а*, СУ и 02 в глубине шва, что в условиях объемного напряженного состояния может приводить к хрупким разрушениям на стадии остывания сварной конструкции.

Уменьшение пластической деформации путем увеличения толщины образца ведет к снижению значения Кс до некоторого предела, к которому она асимптотически приближается (рис. 17.1). Это есть именно то значение Кс для объемного напряженного состояния при плоской деформации, для которого (благодаря достаточной для данного материала толщине) практически запрещается макропластическая деформация перед краем трещины и разрушение происходит по типу «прямого» излома без боковых скосов. Эта величина носит название критического коэффициента интенсивности напряжений при плоской деформации и обозна-