Прямолинейными участками

Межслойные связи осуществляются переплетением волокон основы с прямолинейными волокнами утка. Различия в характере образования связей обусловлены способом соединения прямолинейных волокон утка как по высоте пакета, так и по направлению оси х (рис. 1.2). Слои, лежащие рядом с волокнами направления у, могут соединяться друг с другом (рис. 1.2, а, б) по всей высоте пакета слоев (рис. 1.2, в—д) и через два слоя (рис. 1.2, е). Разрабатываются и более сложные схемы армирования [43], одна из них показана на рис. 1.2, ж. В направлении оси х наряду с искривленными волокнами может быть уложена и прямолинейная арматура (рис. 1.2, е). Рассматриваемый принцип образования межслойных связей позволяет также создавать материалы с переменными свойствами по толщине (рис. 1.2, ж).

Как видно из анализа схем армирования только прямолинейными волокнами, отклонение направлений укладки волокон от однонаправленной и плоской схемы существенно снижает объемный коэффициент армирования материала. При трех взаимно ортогональных направлениях укладки волокон предельный коэффициент армирования [1пр снижается по сравнению со слоистой структурой на 25 %. Заметим, что для последней при любом числе направлений армирования характерно неизменное значение предельного коэффициента армирования япр = 0,785, равное коэффициенту однонаправленного материала с прямоугольной схемой укладки волокон.

Армирование прямолинейными волокнами

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.

Слой с прямолинейными волокнами. Наиболее простой моделью компози-

ного из направлений армирования происходит путем изменения свойств матрицы по всему объему материала. Упругие характеристики слоя как дпухмерноармированного прямолинейными волокнами материала вычисляют по формулам табл. 3.2. Наложением слоев друг на друга завершается построение модели материала. Неоднородная структура пространственно-армированного материала представляется в виде пакета слоев, уложенных друг на друга, с различными свойствами (рис. 3.11). Каждый слой может содержать волокна в произвольном направлении, наличие волокон в направлении 3 учтено введением модифицированной матрицы. При таком подходе неоднородность структуры материала обусловлена только различием дефор-мативных свойств слоев. Достоверность расчета зависит от точности вычисления упругих констант отдельного слоя.

Рассмотрим для сравнения наиболее характерные схемы, целесообразность которых продиктована условиями на-гружения композита. Геометрические параметры пространственной структуры материала, армированного прямолинейными волокнами согласно выбранным схемам, приведены в табл. 3.11. В отличие от плоского армирования в рассматриваемых структурах выделено несколько плоскостей, параллельно которым ориентированы направления двух—четырех семейств волокон. Доля армирующих волокон, относящаяся к каждому семейству, принята одинаковой. Вследствие этого

Мы будем исследовать плоскую деформацию тел, армированных первоначально прямолинейными волокнами, параллельными оси х. Будем предполагать, что поперечные сечения тела плоскостью z = const не зависят от г. Поле перемещений бесконечно малой плоской деформации имеет вид

прямолинейных и параллельных волокон. Основная теорема, касающаяся кинематики деформаций, состоит в том, что, если в некоторой кинематически допустимой конфигурации тела нормальные линии являются прямыми, то они будут прямыми и для любой кинематически допустимой конфигурации. Иначе говоря, волокна всегда будут параллельными, если они были параллельны в начальном состоянии. Не вдаваясь в излишние подробности, отметим, что при деформации тела, армированного первоначально прямолинейными волокнами, в любой кинематически допустимой конфигурации волокна будут параллельными и переход из одной конфигурации в другую необходимо-сохраняет эту параллельность. Любую из этих конфигураций можно выбрать за начальное состояние тела с начально параллельными и искривленными волокнами. Соответствующие аналитические выводы содержатся в разд. III, О.

Межслойные связи осуществляются переплетением волокон основы с прямолинейными волокнами утка. Различия в характере образования связей обусловлены способом соединения прямолинейных волокон утка как по высоте пакета, так и по направлению оси х (рис. 1.2). Слои, лежащие рядом с волокнами направления у, могут соединяться друг с другом (рис. 1.2, а, б) по всей высоте пакета слоев (рис. 1.2, в—д) и через два слоя (рис. 1.2, е). Разрабатываются и более сложные схемы армирования [43], одна из них показана на рис. 1.2, ж. В направлении оси х наряду с искривленными волокнами может быть уложена и прямолинейная арматура (рис. 1.2, е). Рассматриваемый принцип образования межслойных связей позволяет также создавать материалы с переменными свойствами по толщине (рис. 1.2, ж).

Как видно из анализа схем армирования только прямолинейными волокнами, отклонение направлений укладки волокон от однонаправленной и плоской схемы существенно снижает объемный коэффициент армирования материала. При трех взаимно ортогональных направлениях укладки волокон предельный коэффициент армирования [1пр снижается по сравнению со слоистой структурой на 25 %. Заметим, что для последней при любом числе направлений армирования характерно неизменное значение предельного коэффициента армирования япр = 0,785, равное коэффициенту однонаправленного материала с прямоугольной схемой укладки волокон.

Для реальной винтовой пары с ошибками основных параметров сопрягаемых резьб винта и гайки ошибка поступательного перемещения одной из сопряженных резьбовых деталей вычисляется по вышеприведенной формуле, в которой С2тш и Cjmin действительные наименьшие зазоры на длине сопряжения (свинчивания) винта и гайки между одинаковыми прямолинейными участками образующих профиля в первом С1 mln и втором С2 тщ положениях.

На рис. 3.5, а представлены плоские направляющая и рабочая решетки осевой турбины, на рис. 3.5, б — рабочая и направляющая решетки осевого компрессора. Рассмотрим основные геометрические характеристики профиля и решетки профилей. На профиле различают выпуклую сторону, или спинку; вогнутую сторону, или корытце, входную (переднюю) кромку и выходную (заднюю) кромку. Спинка и корытце турбинного профиля очерчиваются дугами окружностей в сочетании с прямолинейными участками или плавными кривыми (дугами лемнискат, парабол и др.). Компрессорный профиль также очерчивается плавной кривой и задается обычно в виде таблицы координат контура. Все величины на входе в направляющую решетку турбины имеют индекс 0, на выходе из нее и на входе в рабочую решетку — индекс 1, на выходе из рабочей решетки — индекс 2. Величины, отнесенные ко входу в рабочую решетку осевого компрессора и к выходу из нее, также имеют индексы 1 и 2; а отнесенные к выходу из направляющего аппарата — индекс 3. Скорости и углы потока в абсолютном движении обозначаются соответственно с и а, в относительном — со и р.

2.13. Определить силу давления жидкости на закругление (рис. 2.16), а также отрывающее и сдвигающее усилия, которые возникают на стыках Закругления с прямолинейными участками трубопровода, если диаметр трубы d ~ 250 мм, угол поворота а = 60°, избыточное давление жидкости р = 0,5 МПа. Весом жидкости пренебречь.

Для реальной винтовой пары с ошибками основных параметров сопрягаемых резьб винта и гайки ошибка поступательного перемещения одной из сопряженных резьбовых деталей вычисляется по вышеприведенной формуле, в которой С2тщ и С1тш действительные наименьшие зазоры на длине сопряжения (свинчивания) винта и гайки между одинаковыми прямолинейными участками образующих профиля в первом Са тщ и втором С2 тщ положениях.

Уравнение (3.57) уже может быть использовано для обработки кривых нагружения металлов [330], но при условии L = const (см. физическую трактовку параметра L в разделе 3.2). Справедливость этого-условия непосредственно проверить нельзя, но фактической его проверкой служит перестройка кривых нагружения в координатах S — ev% в результате которой кривые деформации превращаются в прямые-линии или ломаные с прямолинейными участками. Такая проверка-успешно выполнена для поликристаллических ОЦК-металлов [326, 327, 331, 332], a-Ti [333], Be [334] и некоторых сплавов [335]. При этом, если в работах [324, 325] наличие перегиба на перестроенных кривых

Соотношение для начального этапа роста усталостной трещины без усталостных бороздок использовано как верхняя граница для максимальной скорости роста трещины в соответствии с единой кинетической диаграммой для сплавов на основе А1. Выражения (12.1)-(12.3) относят к случаю разбиения всей зависимости на интервалы с прямолинейными участками с их последующим суммированием для определения полного периода роста трещины. Результаты выполненных расчетов представлены в табл. 12.3.

Зубчатое колесо 1, вращающееся вокруг неподвижной оси А, входит в зацепление с фасонной рейкой а, ползуна 2, скользящего в направляющих 6 — b ползуна 4, скользящего в неподвижных направляющих с — с. Ползун 2 оканчивается пальцем k, скользящим в прорези d ползуна 3, скользящего в неподвижных направляющих е. Фасонная рейка а состоит из двух прямолинейных и двух дуговых участков. При равномерном и непрерывном вращении ведущего колеса I ползун 2 будет иметь равномерное поступательное движение в тот период, пока колесо 1 находится в зацеплении с прямолинейными участками фасонной рейки а. При этом ползун 4 находится в покое. При переходе колеса/в зацепление с дуговыми участками рейки а движение ползуна 3 будет неравномерным. При этом ползун 4 совершает поступательное движение в направляющих с — с.

S-L — поверхность, описываемая двумя прямолинейными участками одного гофра;

Алмазные бруски (ОН 037-88-64) С прямолинейными участками профиля в процессе шлифования

где ocj — угол между двумя соседними прямолинейными участками профиля; г — внутренний радиус изгиба.

При исследовании мальтийских механизмов с криволинейными пазами [48] размеры шестипазовых мальтийских крестов были выбраны такими же, как и у мальтийских механизмов с внешним зацеплением. У креста с пазами, образованными сопряжением дуг окружности с прямолинейными участками, удалось увеличить углы выстоя с 240° до 270—280° без ухудшения кинематических и динамических характеристик (при опорах скольжения). Однако эти механизмы не имеют особых преимуществ по быстроходности