Оказывается существенно

Наблюдается увеличение ml во всех исследуемых средах по сравнению с воздухом, что отражается на снижении МКУ долговечности. Даже такое, казалось бы, незначительное изменение параметра оказывается существенным для степенной зависимости Коффина - Мэнсона. При неучете полученных результатов расчетная долговечность металлоконструкций может как минимум вдвое превысить реально наблюдаемую.

Рассмотрим теперь случай, когда на какой-либо части линии Q (х, у) = 0 Q'y < 0, а на другой Q'y > 0. В этом случае изображающая точка, помещенная в начальный момент в малую окрестность линии Q (х, у) — 0, где Q',, > О, не будет оставаться там и выйдет в область быстрых движений. Следовательно, имеют место движения, которые начинаются из состояний, совместных с уравнениями (6.14), но не могут быть рассмотрены без учета малого параметра. Малый параметр в этом случае оказывается существенным.

Многочисленные экспериментальные данные по легированию сталей ионами азота указывают на начало роста твердости стали при дозе порядка 1015 ион/см2. При этом концентрация примесных атомов слишком мала для образования высокопрочных выделений нитридов, а также для эффективного торможения дислокации стопорами, но достаточна для начала пластического течения. Пластическое течение в металлах начинается при низких напряжениях, и наибольшее значение для повышения износостойкости имеет упрочнение поверхностного слоя при достаточно высоких дозах легирования (10'6-1017 ион/см2). Если имплантируемые атомы располагаются преимущественно в замещающих положениях, то при достижении концентрации легирующей примеси в несколько процентов оказывается существенным упрочнение за счет образования растворов замещения. Несоответствие радиусов примесных и основных атомов решетки приводит к появлению полей упругих напряжений, блокирующих движение дислокаций. Такой механизм упрочнения характерен для модификации ионами средних и больших масс. Образование метастабильных твердых растворов и возможность значительных отклонений от правила Юм-Розери при имплантации подтверждают реальность рассмотренного механизма упрочнения. Существование деформационного механизма упрочнения при ионной имплантации подтверждается, в частности, сходством микроструктур ионно-модифицированных и деформационно-упругих материалов.

щины может быть рассмотрено в обратной зависимости от возрастающей частоты нагружения в соответствии с соотношением (7.1). Время воздействия поступающей порции диссоциировавших элементов на формируемую поверхность в цикле нагружения пропорционально времени раскрытия трещины, а следовательно, обратно пропорционально частоте нагружения. Поэтому влияние кислорода и водорода на разупрочнение материала оказывается существенным со снижением частоты нагружения.

материалах не обладают свойством дисперсии, наличие граничных поверхностей, определяющих форму конструкции, вызывает отражение волн, характер которого зависит от длины волны (А, = = 2nlk = 2пи/а>). Если через а обозначить характерный геометрический параметр (толщину, диаметр), то параметры ka или соа/у оказываются критическими в задачах, включающих анализ дисперсии. Поэтому естественно ожидать, что структурные неоднородности, такие как волокна, слои или частицы, содержащиеся в связующем, будут вызывать возрастание дисперсии волн, длина которых приближается к размерам или расстояниям между компонентами композиционного материала. Отметим, что в композиционных материалах, используемых для изготовления элементов конструкций, существуют два источника дисперсии — связанный с геометрическими параметрами структурных элементов материала, например с диаметром волокон или толщиной слоя, и определяемый размерами конструкции. Можно ожидать, что второй источник дисперсии оказывается существенным для волн, длина которых значительно превышает характерные размеры структурных элементов материала.

где o"v — равновесная электропроводность во время облучения; пех и рех — концентрации неравновесных электронов и дырок, созданные ионизирующим излучением. Если ловушки не оказывают значительного влияния, то пех = Рех- Как и в случае уравнения (6.13), одним или несколькими членами в правой части уравнения (6.14) можно пренебречь из-за больших различий в концентрациях или подвижностях. Величины \in и цр в уравнении (6.14) не могут быть теми же самыми, что и в уравнении (6.13), если становится заметным рассеяние электронов и дырок, однако при комнатной температуре этот фактор редко оказывается существенным.

4. Средний ущерб на один отказ - математическое ожидание ущерба, приходящегося на один отказ объекта энергетики. Вычисление этого показателя не представляет труда, если удается определить значение ущерба в случае отказа, характеризующегося определенной протяженностью во времени, значением характера функции ущерба в течение этого периода, а также рядом других существенных факторов. Однако трудность аналитического (или других форм априорного) определения ущерба от любого отказа определяется не только характеристиками рассматриваемого отказа, но и различными факторами последействия: оказывается существенным, на какой фазе производственного (технологического) процесса у потребителя произошел данный отказ, когда и какие отказы объекта энергетики наблюдались перед этим отказом и т.п.

Влияние осевого начального усилия оказывается существенным только для коротких оболочек, рассчитываемых на устойчивость как пластины по формулам типа (6.63) без учета влияния

Сравним степень влияния жесткости упругого закрепления края оболочки на критическое давление в двух последних примерах. В первом из них относительная жесткость порядка с (=& 1 практически не влияет на критическое давление. Во втором примере влияние относительной жесткости порядка с = 10~2-=-10~3 оказывается существенным. Причем в первом примере с увеличением относительной жесткости с от нуля до с = (25-ьЗО) критическое давление повышается примерно на 25%. При дальнейшем увеличении относительной жесткости критическое давление практически не изменяется. В этом случае край оболочки можно считать закрепленным неподвижно. Во втором примере увеличение относительной жесткости упругого закрепления может привести к повышению критического давления в десятки раз. Такая качественная разница объясняется следующим. В первом из этих примеров при с — 0 и с 4° О оболочка с обоими краями, закрепленными относительно нормальных перемещений, не может деформироваться без растяжения срединной поверхности. Поэтому упругое закрепление края оболочки приводит к некоторому повышению критического давления, не меняя качественно характера деформирования оболочки при потере устойчивости. Во вто-

Ограничения в парах К^, Kt здесь по отдельности рассматривать не будем. Для исследуемой нами «базовой» схемы длина сравнительно мала. Соответственно влияние каждого из ограничений фз, Ф* оказывается слабым (фд=—ф3 ^- тг/2), хотя при другом соотношении длин оно оказывается существенным.

Второй недостаток метода начальных параметров более важен, но оказывается существенным лишь для сравнительно длинных роторов и в особенности — для роторов многоопорных или имеющих участки, аппроксимируемые сплошным упругим основанием (это, например, может оказаться важным при расчете роторов насосов, щелевые уплотнения которых воздействуют на ротор подобно упругому основанию). Заключается он в плохой устойчивости вычислительного процесса метода, вследствие чего нахождение столбца х0 по формуле (11.100) может оказаться практически невозможным.

Рассматривая условия, которые необходимо создать для охлаждения при закалке легированных конструкционных сталей, мы должны вспомнить еще об одной особенности кинетики распада аустенита сталей, легированных карбидообразующими элементами. В этих сталях (низкоуглеродистых) скорость бей-нитного превращения при 300—400°С оказывается существенно, более высокой, чем скорость перлитного распада (500—600°С) (см. рис. 284). Поэтому при закалке следует ускорять охлаждение в нижнем районе температур (при 300—400°С), чтобы избежать бейнитного превращения1.

Решетка сквозного стержня работает на поперечную силу, а при некоторых схемах воспринимает часть нормальной силы и изгибающего момента. Последнее обстоятельство не имеет практического значения как фактор, разгружающий ветви, так как с мощных ветвей снимается ничтожная часть усилий. Вместе с тем относительно слабая решетка оказывается существенно догружена и это необходимо учитывать при проектировании.

Обычно при расчетах указывается допустимое значение абсолютной или относительной локальной погрешности, в соответствии с которым автоматически подбирается величина шага. Например, при первом способе оценки погрешности это делается так. В ходе расчетов сначала из некоторой точки т,- делается шаг Дт, затем два шага длиной Дт/2, и на основе двух решений u/+1 (Дт) и и'+1 (Дт/2) оценивается погрешность е?+к' в точке т/+1 по формуле (1.58). Если погрешность не превосходит допустимого значения, то и>+1 (Дт/2) принимается в качестве найденного значения сеточной функции, и из точки TJ-+I продолжается расчет с шагами Дт и Дт/2. Если оценка локальной погрешности превосходит допустимое значение, то из точки TJ делают два шага длиной Дт/4 и оценивают погрешность в точке I, + Дт/2. При достижении требуемого уровня погрешности расчет из точки т7- + Дт/2 продолжается с шагами Дт/2 и Дт/4. В противном случае проводится дальнейшее измельчение шага. В том случае, когда при первой проверке погрешность оказывается существенно ниже допустимого значения, обычно шаг увеличивают путем его удвоения.

Рассматриваемые в главах 3—5 численные методы расчета позволяют решать значительно более широкие классы задач по сравнению с аналитическими методами. Однако тем не менее использование точных аналитических решений при расчетах на ЭВМ температурных полей в ряде случаев весьма полезно. Это вызвано следующими обстоятельствами. Во-первых, эти решения используют в качестве тестовых при анализе различных численных схем. Во-вторых, применение аналитических решений часто позволяет существенно сократить затраты машинного времени и памяти, так как число пространственно-временных точек, в которых находятся значения искомой функции, определяется только объемом требуемой информации об исследуемом процессе. При использовании же численных методов число узлов пространственно-временной сетки, необходимое для получения разностного решения с удовлетворительной точностью, как правило, оказывается существенно большим. Кроме того, реализация многих раз-

Обратим внимание, что усилие F, оказывается существенно большим, чем сила F,; например, при К = 1,25 и /= 0,05 F, = 25 F,. Это требует часто применения специальных нажимных устройств, увеличенных габаритов подшипников, жестких валов.

В результате влияния г значение Ср,т оказывается существенно меньше ср,п', это приводит к тому, что АГ3-_б оказывается меньше \\T'z-\ (рис. 7.4,в и 7.9) *.

Совершенно иная картина наблюдается для углепластика с углеродной матрицей. Расчетные значения упругих постоянных плохо согласуются с опытными данными. Модуль упругости, рассчитанный по свойствам исходной арматуры и матрицы, оказывается существенно ниже экспериментальных значений. Для модуля сдвига имеет место противоположный результат — экспериментальные значения более Чем в 2 раза ниже расчетных. Такое явление обусловлено тем, что в процессе создания углеродной матрицы происходит науглероживание

Поэтому для оценки длительности роста трещины на всем этапе формирования зоны "П" была использована средняя величина прироста трещины за цикл нагружения около 4 • 10~8 м. Получаемая в этом случае оценка длительности роста трещины будет несколько ниже истинного числа циклов ее развития в зоне "П". Вместе с тем, выполненные оценки длительности роста трещины по указанному подходу в крестообразных моделях из сплава АК41-Т1 при двухосном растяжении показали, что максимальная погрешность в получаемых оценках составляет 50 /6 для развития трещины в пределах зоны "П". С учетом включения в расчет периода роста трещины на стадии формирования усталостных бороздок максимальная погрешность в оценках длительности роста трещины оказывается существенно ниже.

подходов деформационной теории длительного малоциклового нагружения. Видно, что режим деформирования при поддержании постоянными от цикла к циклу максимальных продольных перемещений расчетной базы образца (жесткое нагружение) оказывается существенно нестационарным. Аналогичные эффекты возникают и при мягком нагружении, а также задании постоянных с числом циклов величин поперечных деформаций в середине образца, измеряемых с помощью поперечного деформометра. Подобные явления экспериментально обнаружены в ряде работ по термоусталости [99, 104, 198, 199, 213], а также описаны на основе модельных представлений.

Некоторые течеискатели можно перестраивать на аргон, водород и другие газы, однако чувствительность испытаний при этом оказывается существенно заниженной из-за значительно больших, чем для гелия, фоновых эффектов (фон-показания течеискателя, связанные с наличием индикаторного газа в атмосфере). Так, например, если индикаторный газ аргон, то фоновые эффекты определяются его большим содержанием в воздухе. При работе с водородом регистрацию течей приходится осуществлять на уровне сигналов, обусловленных процессами диссоциации воды и углеводородов. Перестройка на водород предусмотрена, например, в отечественных моделях тече-искателей MX 1101 и MX 1104, разработанных в СКВ АП АН СССР, причем чувствительность по водороду на 4 порядка ниже, чем по гелию.

Установление на основе анализа ряда исследований этой особенности распределения остаточных напряжений позволило И. В. Кудрявцеву предложить следующую схему перераспределения напряжений при образовании усталостной трещины (рис. 10), объясняющую остановку развития усталостной трещины в этом случае. Если представить эпюру распределения •остаточных напряжений в поверхностно наклепанной детали с концентратором напряжений кривой / (рис. 10, а), а эпюру распределения растягивающих напряжений от внешней нагрузки — кривой 2, то эпюра суммарных напряжений изобразится кривой 3. Суммарные напряжения в этом случае имеют максимум у вершины концентратора. Возникновение усталостной трещины при таком характере распределения суммарных напряжений и распространение ее на глубину h вызовут перераспределение напряжений (рис. 10,6). Эпюра остаточных напряжений (кривая /) останется без изменения, так как появившаяся трещина, полностью лежащая в области сжимающих напряжений, не вызовет разгрузки прилегающей к ней зоны. Растягивающие напряжения от внешней нагрузки будут сняты на всей глубине h трещины, а максимум их переместится к вершине трещины (кривая 2). Перераспределение суммарных напряжений (кривая 3) приводит к тому, что их величина у вершины трещины оказывается существенно более низкой, чем соответствующее суммарное напряжение у вершины концентратора до появления трещины. Иными словами, напряженное состояние в опасной зоне с образованием трещины становится более благоприятным, чем до ее образования.