Полученные расчетным

Исследовали взаимосвязь мультифрактальных характеристик исходной структуры технически чистого молибдена, на примере структуры границ зерен (ГЗ), с механическими свойствами При статическом растяжении. Конфигурация ГЗ изменяли в процессе контролируемого отжига при температурах от 1400 до 1550С (30 мин) [1]. Для оценки мультифриктальных характеристик структур ГЗ использовали методику мультифрактальной параметризации структур материалов [2], реализованную в конкретном компьютерном алгоритме. Основные мультифрактальные характеристики структур ГЗ на разных стадиях эволюции структуры при рекристаллизации приведены в таблице. Полученные расчетные данныеДвид спектров D(q) И f((X)) свидетельствует о правомерности применения методики для анализа структур ГЗ в металлах и подобных им структур. Расчеты проводились для двух наборов масштабов: lk •= 4,8,16,32,64, k = 1.....5 (верхние цифры в таблице) и lk = 4,5,6,7,8,9,11,12,14,16,18,21,32,42,64, k - 1....Д5 (нижние цифры в таблице). Существенного влияния вариантов Набора масштабов на общий характер исследуемых характеристик не обнаружено. Установлены корреляции между такими мультифроктальны-ми характеристиками, как D4, fq СЦ и прочностными показателями Они, От, Оц Коэффициент корреляции в ряде случаев превышал 0,99. Характер изменения показателей упорядоченности изучаемых структур О.ю - Шо и Di - D40 аналогичен характеру изменения свойств, контролирующих проявление физического предела текучести — ряз-ницы между верхним и нижним пределами текучести ДО-р и величины площадки текучести EI- Данный факт свидетельствует о том, что в эффект проявления физического предела текучести, наряду с другими факторами, вносит свой вклад и структура ГЗ в приповерхностных слоях материала. Уменьшение показателя однородности структур tw с увеличением температуры отжига _ связано с протеканием процес1 -и собирательной рекристаллизации: уменьшение доли мелких зерен в структуре вызывало снижение общей доли элементов структуры, соответствующих ГЗ, и неравномерное пространственное распределение ГЗ. Так наибольшее снижение однородности наблюдалось при переходе от температуры 1400 С к 1450 С, что соответствовало наиболее pevi-

Полученные расчетные методики проверены на обширном экспериментальном материале: на образцах из титановых сплавов типа ВТ5 с мягким сварным швом из сплава ВТ-1 (Kg = 1,5), из стали 15Х2МФА со сварным швом, выполненным проволокой Св-08А (Кв = 2,1), из нагартованного сплава АМгб со сварным швом из того же материала, ряда конструкционных низколегированных сталей. При этом во всем диапазоне варьирования геометрических параметров получали удовлетворительное соответствие расчетных и экспериментальных данных. В частности, на рис. 4.5, а представлены результаты испытаний однородный сварных соединений в виде графика зависимости разрушающих напряжений от угла наклона боковой грани шва при его различной относительной толщине. Из рисунка видно, что в интервале разброса механических свойств сплава АМгб (ств = 275.. .285 МПа), из которого были выполнены сварные образцы, с увеличением утла наклона боковой поверхности

По аналогии с алгоритмом, приведенным для тонкостенных оболочковых конструкций (см. раздел 3.1. рис. 3.3), для удобства практического использования полученные расчетные методики по определению р\., могут быть представлены в виде номограмм. В качестве примера на рис 42 представлена номограмма для определения параметра [3^ толстостенной цилиндрической оболочки по критерию общей потери пластической устойчивости в виде выпучины вдоль образующей. При этом I и III квадранты данной номограммы повторяют соответственно I и II квадранты номограммы (рис. 3.3), построенной для определения fig 5 тонкостенных оболочек. Во втором квадранте приведена графическая интерпретация поправочной функции на толстостенность конструкции

Полученные расчетные методики, приведенные во 3 главе, учитывающие при оценке несущей способности сферических оболочек ориентацию разупрочненных участков (прослоек), были разработаны применительно к классу тонкостенных конструкций. В связи с этим их использование ограничено параметром толстостенности Ч' = /1R < 0,1. Однако установленные закономерности по влиянию поперечной жесткости тонкостенных оболочек, ослабленных наклонными мягкими прослойками /2/ на их несущую способность, а так же разработанные в рамках настоящей главы принципы построения и математического описания сеток линий скольжения в толстостенных сферических оболочках позволяет распространить полученные расчетные методики на класс толстостенных оболочек (У » 0.1).

Действительно, полученные расчетные зависимости (4.24). (4.26), (4.37), (4.38). (4.52), (4.54), (4.66) для рассматриваемых цилиндрических и сферических оболочек, ослабленных продольными и кольцевыми мягкими прослойками, можно представить в следующей обобщенной форме

Полученные расчетные уравнения (10.28)— (10.31), определяющие зависимость к.п.д. планетарной передачи от \\(i), можно изобразить в виде графика (рис. 10.10, а). Здесь кривая 1-1 характеризует к.п.д. планетарной передачи при входном колесе /, а кривая h-h — при входном водиле Я. На графике связи передаточных отношений (рис. 10.10,6) по оси абсцисс отложены значения передаточного отношения планетарной передачи ilH, а по оси ординат i'i3. Таким образом, можно прочесть одновременно кине-

Полученные расчетные методики проверены на обширном экспериментальном материале: на образцахиз титановых сплавов типа ВТ5 с мягким сварным швом из сплава ВТ-1 (Кв= 1,5), из стали 15Х2МФА со сварным швом, выполненным проволокой Св-08А (Кв = 2,1), из нагартованного сплава АМгб со сварным швом из того же материала, ряда конструкционных низколегированных сталей. При этом во всем диапазоне варьирования геометрических параметров получали удовлетворительное соответствие расчетных и экспериментальных данных. В частности, на рис. 4.5, а представлены результаты испытаний однородный сварных соединений в виде графика зависимости разрушающих напряжений от угла наклона боковой грани шва при его различной относительной толщине. Из рисунка видно, что в интервале разброса механических свойств сплава АМгб (ов = 275.. .285 МПа), из которого были выполнены сварные образцы, с увеличением угла наклона боковой поверхности

По аналогии с алгоритмом, приведенным для тонкостенных оболочковых конструкций (см. раздел 3.1, рис. 3.3), для удобства практического использования полученные расчетные методики по определению Рц, могут быть представлены в виде номограмм. В качестве примера на рис. 4.2 представлена номограмма для определения параметра (3^ толстостенной цилиндрической оболочки по критерию общей потери пластической устойчивости в виде выпучины вдоль образующей. При этом I и III квадранты данной номограммы повторяют соответственно I и II квадранты номограммы (рис. 3.3), построенной для определения (30^ тонкостенных оболочек. Во втором квадранте приведена графическая интерпретация поправочной функции на толстостенность конструкции

Полученные расчетные методики, приведенные во 3 главе, учитывающие при оценке несущей способности сферических оболочек ориентацию разупрочненных участков (прослоек), были разработаны применительно к классу тонкостенных конструкций. В связи с этим их использование ограничено параметром толстостенности Ч* = 11R < 0,1. Однако установленные закономерности по влиянию поперечной жесткости тонкостенных оболочек, ослабленных наклонными мягкими прослойками 111 на их несущую способность, а так же разработанные в рамках настоящей главы принципы построения и математического описания сеток линий скольжения в толстостенных сферических оболочках позволяет распространить полученные расчетные методики на класс толстостенных оболочек (Ч*» 0,1).

Действительно, полученные расчетные зависимости (4.24), (4.26), (4.37), (4.38), (4.52), (4.54), (4.66) для рассматриваемых цилиндрических и сферических оболочек, ослабленных продольными и кольцевыми мягкими прослойками, можно представить в следующей обобщенной форме

Полученные расчетные зависимости выявляют влияние шероховатости на трение и изнашивание и позволяют прогнозировать

Полученные расчетным путем пороговые величины КИН K-[s были определены экспериментально применительно к испытанию тех же марок сталей, титанового и алюминиевого сплавов [127]. Они также были сопоставлены с теми величинами, которые были известны из результатов других ис-

чиента3льЗНаЧеНИЯ' равные или менее °'01 м2/г> вых°Дят за пределы возможностей эжспери-3) Значения удельной поверхности, полученные расчетным путем. "

Очень часто, однако, параметры катодной защиты с поляризацией от внешнего источника тока, полученные расчетным путем, значительно отличаются от параметров станции катодной защиты, полученных путем непосредственного измерения. Это связано с тем, что невозможно учесть все многообразие

1. При всех изученных температурах наименьший модуль упругости отвечает одноосному напряженному состоянию. В двух других случаях значения (эффективные) модуля, полученные расчетным путем, существенно выше.

Из приведенных данных можно видеть, что теоретические и экспериментальные результаты хорошо совпадают и что на основании аналитической методики можно хорошо отразить нелинейность композита. Следует обратить внимание на приведенные на рассматриваемом рисунке прямые штриховые линии. Эти линии представляют собой зависимости нагрузка — перемещение раскрытия трещины, полученные расчетным путем без учета нелинейностей материала в

На рис. 4.10 приведены полученные расчетным путем кривые нагрузка — перемещение. Если воспользоваться

= /(а*, ау, т), полученные расчетным путем, приведены на рис. 2.53 и 2.54 для плоских (см. рис. 2.42, а - д) и осесимметричных (см. рис. 2.42, е - з) задач соответственно, причем для первой группы конструктивных элементов (стержень-пластина) исследовано плоское напряженное состояние. Для получения достоверной оценки основных закономерностей приняты достаточно широкие диапазоны варьирования основных параметров (а* = 1,06 ... 8,9; т = 0,12 ... 0,5; "ау = 1,0 ... 8,0) и просчитано (с помощью МКЭ на ЭВМ) до 30 вариантов каждого конструктивного элемента.

Точность параметров, полученных графическим способом, вполне достаточна для практических нужд. Так, например, в вышеупомянутом примере параметры, полученные расчетным путем, следующие: S'kR = 0,02 лш; 8^= 0,015 лш; z = 6,6666»7;

I, И, III Полученные расчетным путем Дп. 0 и Ап. в должны округляться до ближайшего значения из следующего ряда: 0,001, 0,002, 0,003, 0,004, 0,005, 0,006, 0,007, 0,008, 0,010, 0,012, 0,014, 0,016, 0,018, 0,020, 0,022, 0,025, 0,028, 0,032, 0,036,

ющий tKp). Экспериментальные данные (точки) соответствуют значениям времени, близким к критическим (отличие этих значений от ^Кр не превышает 5 мин). Кривые, полученные расчетным путем, качественно отражают изгиб реальных образцов и демонстрируют

тионите. Количество Ф и качество фильтрата, полученные расчетным и экспериментальным путем, хорошо совпадают (рис. 7.16). Так, например, по полученному количеству фильтрата наибольшее расхождение не превышало 7%. Распределение поглощенных компонентов в момент проскока .приведено в табл. 7.5.