Параметров напряженного

В настоящее время по некоторым из этих направлений достигнуты определенные успехи. В частности, использование метода конечных элементов (МКЭ) позволяет получать достаточно точные аналитические решения при определении параметров напряженно-деформированного состояния конструкций. Однако этот метод эффективен только при наличии качественной исходной диагностической информации.

В настоящее время по некоторым из этих направлений достигнуты определенные успехи. В частности, использование метода конечных элементов (МКЭ) позволяет получать достаточно точные аналитические решения при определении параметров напряженно-деформированного состояния конструкций. Однако этот метод эффективен только при наличии качественной исходной диагностической информации.

1.3. Алгоритм расчета на ЭВМ параметров напряженно-деформированного состояния элементов конструкций при малоцикловом термомеханическом нагружении ............................... 14

Схема узла торможения АКБ-ЗМ приведена 'на рис. 3, а. Его конструктивное отличие от классической .схемы РМСХ (рис. 3, б) вызывает изменение характера (кинематики) движения ролика и параметров напряженно-деформированного состояния контактирующих деталей. Действительно, в уже цитированной работе [1] показано, что в узле торможения АКБ-ЗМ в процессе перемещения ролика по вкладышу в исследованном диапазоне линейных скоростей* (от 1,6 м/сек до 0) значения нормальных нагрузок для случаев качения (коэффициент трения /к=0,01) и скольжения** (fCK=0,14) составляют соответственно N== 106500 и 52000 кГ (расчетный крутящий момент равен М —5000 кГм). Для анализируемого варианта нагружения экспериментально зафиксирована нормальная нагрузка 86000 кГ (рис. 4) при М = 4500 кГм. Сопоставление приведенных данных свидетельствует, что в рассматриваемом

Особенность всех рассмотренных примеров заключается в том, , что коэффициенты жесткости Ац, не равные нулю и определяемые через gn c индексами 16, 26, уменьшаются при увеличении числа слоев п. Поэтому «дробление» общей толщины перекрестно армированных компонентов позволяет значительно «улучшить» структуру матрицы жесткости композита, уменьшая величину коэффициентов, i ответственных за взаимосвязь изгибных и мембранных параметров напряженно-деформированного состояния. Так перестройка структуры пакета слоев, представленного на рис. 1.11, позволяет умень-

Подобные теории, получившие название структурных (или микромеханических) теорий прочности, активно развиваются в последнее время (см., например [49, 57]). Трудности, стоящие на пути создания достоверной структурной теории прочности, весьма значительны. Прежде всего следует отметить, что сохраняются те из них, которые в предыдущей главе (§ 1.2) были названы в качестве основных препятствий, стоящих перед создателями структурных теорий жесткости (податливости) композитов. К ним следует добавить прежде всего повышенные требования к точности определения напряженно-деформированного состояния компонентов композита, поскольку начало разрушения композита обычно связано с локальными физическими процессами. Отсюда — принципиальная невозможность использования многих простейших структурных моделей, достаточных для анализа интегральных (например, жесткостных) характеристик композита. Серьезно затрудняет оценку прочности композита в рамках структурного подхода необходимость рассмотрения кинетики разрушения материала, так как локальные значения параметров напряженно-деформированного состояния компонентов композита часто достигают предельных значений уже на начальных этапах нагруже-ния композита, что, однако, не приводит к исчерпанию его несущей способности.

Рассмотрим общую последовательность решения задачи. При известной геометрии, внутренних силовых факторах и жесткостных свойствах конструкции, определенных в предыдущем положении равновесия, соответствующего времени т, а также при внешних силах (РТ+ДТ) решаются последовательности задач (4.227) и находятся приращения узловых перемещений. Этим приращениям соответствуют приращения параметров напряженно-деформированного состояния, которые суммируются с параметрами, найденными на предыдущих шагах нагружения.

В.В. Кошевым и др. [425, с. 103/189; 421, докл. 2.14] предложен способ оценки преддефектного состояния материала и ресурса работоспособности изделия путем определения пространственного распределения параметров напряженно-деформированного состояния. Методика названа авторами томографической.

Представлена ультразвуковая томографическая диагностическая система на базе IBM PC/AT, предназначенная для неразрушающего контроля толстолистовых (толщиной 20 ... 30 мм) изделий при одностороннем доступе к ним. Диагностическая система позволяет восстанавливать пространственное распределение параметров напряженно-деформированного состояния материала.

1.3. Алгоритм расчета на ЭВМ параметров напряженно-деформированного состояния элементов конструкций при малоцикловом термомеханическом нагружении ............................... 14

процедуру. Такой подход по существу не отличается от варианта метода дополнительных (или начальных) деформаций [28, 33, 100]. Его целесообразно применять для определения параметров напряженно-деформированного состояния конструкции при постоянных нагрузках и распределении температуры Т(М) или при их монотонном изменении во времени, когда можно выделить в программе нагружения конструкции укрупненные этапы, в пределах которых следует ожидать монотонного изменения напряжений и деформаций во всех точках рассматриваемого тела [100].

осное напряженное состояние со стабильными от полета к полету характеристиками -0,45 < Я,а < -0,21, находящимися в диапазоне углов 150 -180° для области наибольшей повреждаемости изученной зоны. Для наземных этапов характерен большой разброс и динамика изменения параметров напряженного состояния при отрицательном соотношении главных векторов (табл. 1.1) Для нижней поверхности концевой части крыла напряженное состояние близко к одноосному во всем диапазоне углов ориентировки вектора главных напряжений. Закономерности изменения напряженного состояния верхней поверхности крыла являются аналогичными. Для фюзеляжа реализуется двухосное напряженное состояние в диапазоне -0,5 < ^а <1,5. Исследования крыла самолета Ту-154Б также показали наличие двухосного напряженного состояния материала [10]. Для корневых сечений нижних панелей крыла средние значения режимов полета соответствовали изменению соотношения главных напряжений -0,48 < Х,а < 0,15 в диапазоне

Для основных точек траектории вычисляются и выводятся на печать около 3G параметров напряженного и деформировшвого состояния образца: осевые, тангенциальные и угловые деформации, осевые, тангенциальные- и касательные напряжения, главные напряжения и деформации, максимальные касательные напряжения и сдвиги, интенсивность напряжения и деформаций i др.

где Z - пространство искомых параметров напряженного состояния; U — пространство результатов наблюдений. В рассматриваемых задачах оператор А является, как правило, интегральным причинно-следственным оператором, отражающим сглаживающее влияние упругой среды. В этом случае задачи сводятся к решению системы интегральных уравнений Фред-гольма первого рода, которые являются некорректно поставленными.

интерпретация результатов эксперимента с целью получения искомых параметров напряженного состояния как в местах, где непосредственно проводятся измерения, так и в зонах, не доступных для прямых измерений.

Среднее значение коэффициента а подсчитывается по формуле типа (5.16), которая не включает параметров напряженного состояния. Коэффициент р* в формуле (3.14) зависит при линейном напряженном состоянии от ашах и R. При сложном напряженном состоянии вместо атах вносится максимальная за период времени интенсивность напряжений a; max. а вместо R — приведенный коэффициент асимметрии цикла /?пр согласно (3.73).

В табл. 5—7 приведены результаты решения задачи. Табл. 5 содержит числовые значения перемещений узлов конструкции, табл. 6 —значения реакций в опорных узлах и табл. 7 —значения параметров напряженного состояния в центрах треугольных элементов. Если методическому параметру IND присвоено значение, равное нулю, то табл. 6 на АЦПУ не выдается.

ного распределения параметров напряженного и деформирован-

рованным к поведению материалов при повышенных температурах. Исходно подходы механики разрушения были развиты для низкотемпературных режимов, позволяющих пренебречь присущим ползучести и зависящим от времени пластическим течением материала в зоне вершины трещины. При повышенных температурах без учета пластической деформации такого рода нельзя установить надежных параметров напряженного состояния. На рис. 9.5 схематически показано, что применительно к крупномасштабным образцам хрупких материалов можно воспользоваться подходами линейной механики разрушения, и самым подходящим параметром является коэффициент интенсивности напряжения К [14]. При повышении пластичности и масштабов деформации ползучести у вершины трещины коэффициентом К пользоваться нельзя, и наиболее подходящим параметром оказывается зависящий от времени /-интеграл, или величина с , выражаемая как

Для основных точек траектории вычисляются и выводятся на печать более 30 параметров напряженного и деформированного состояний образца, в том числе: осевые, тангенциальные и угловые деформации; осевые, тангенциальные и касательные напряжения (соответствующие зависимости см. п. 11.7.1). На печать выводятся интенсивности:

1,2- векторы для параметров напряженного состояния ОЭФФ/^Р = 1, 3 и 1,1;

Особенности граничных условий, оговоренные в начале этого пункта, приводят к тому, что при использовании принципа Ж.Лагранжа допускаются вариации параметров напряженного состояния на участках Sv; S^; 5W, где соответственно V = 0; VT = 0; VP = 0. Однако, вследствие равенства нулю произведений 5a"-V; 5r"-VT; 5p"-VP на этих участим